Bachelor -Thesis - edoc.sub.uni-hamburg.deedoc.sub.uni-hamburg.de/haw//volltexte/2010/1013/pdf/Bachelor_Thesis.pdf · Das Praktikum im Werk Bremen hat mir nicht nur sehr viel Spaß

Suntke Remmers

14. Januar 2009

Bachelor-Thesis

Studiendepartment Fahrzeugtechnik und Flugzeugbau

Experimentelle und numerische Untersuchung des Setzprozesses von Schließringbolzen im Flugzeugbau

Hochschule für Angewandte Wissenschaften Hamburg Fakultät Technik und Informatik Department Fahrzeugtechnik + Flugzeugbau Berliner Tor 9 20099 Hamburg in Zusammenarbeit mit: Airbus Deutschland GmbH Standort Bremen Airbus-Allee 1 28199 Bremen Verfasser: Suntke Remmers Abgabedatum: 14.01.2009 1. Prüfer: Prof. Dr.-Ing. Peter Martin 2. Prüfer: Dr.-Ing. Jörg Jendrny Industrielle Betreuung: Dr.-Ing. Jörg Jendrny

Erklärung

Erklärung Hiermit versichere ich, die vorliegende Arbeit ohne fremde Hilfe selbst angefertigt zu haben. Die benutzte Literatur ist vollständig angegeben. An dieser Stelle möchte ich mich ganz herzlich bei allen Kollegen der Abteilung EDSWAG (Werk Bremen) der Airbus Deutschland GmbH bedanken, die zum Gelingen dieser Bachelor-Thesis beigetragen haben. Besonderer Dank gilt hierbei Herrn Dr.-Ing. Jörg Jendrny für seine große Hilfsbereitschaft und die gute Betreuung während des sechsmonatigen Praktikums. Bei Herrn Prof. Dr.-Ing. Peter Martin möchte ich mich für die Betreuung seitens der Hochschule für Angewandte Wissenschaften in Hamburg bedanken. Das Praktikum im Werk Bremen hat mir nicht nur sehr viel Spaß gemacht, sondern meine theoretischen Grundkenntnisse aus dem Studium gefestigt. Ich konnte selbständig arbeiten, aber auch jederzeit auf die Hilfe meines Betreuers und Vorgesetzten zurückgreifen. Mir wurden viele Beispiele der praktischen Anwendung des Gelernten aufgezeigt und ich habe neue Aspekte und Anregungen für meine Zukunft gewonnen. Ein Praktikum bei der Airbus Deutschland GmbH im Werk Bremen kann ich weiterempfehlen. ........................................ Suntke Remmers Bremen, den 08.01.2009

Inhaltsverzeichnis


I

I Formelzeichen .......................................................................................... III

II Abkürzungen .............................................................................................IV

III Abbildungsverzeichnis ............................................................................ V

IV Tabellenverzeichnis ...............................................................................VIII

V Diagrammverzeichnis ..............................................................................IX

1 Einleitung ................................................................................................... 1

2 Aufgabenstellung ...................................................................................... 2

3 Stand der Technik ..................................................................................... 4

3.1 Niettechnik im Flugzeugbau - eine kleine Einführung ........................... 4

3.1 Das Schließringbolzen-System ............................................................ 7

3.2 Arten von Schließringbolzen bei AIRBUS ............................................. 8

3.3 Setzprozess der Schließringbolzen .................................................... 10

4 Experimentelle Untersuchung ............................................................... 15

4.1 Nomenklatur der Versuchselemente .................................................. 15

4.2 Testmatrix ........................................................................................... 18

4.3 Lockbolt-Verbindung und Versuchsvorbereitung ................................ 22

4.4 Versuchsdurchführung ....................................................................... 26

4.4.1 Lockbolt-Installationen ........................................................................... 26

4.4.2 Scherzugversuche ................................................................................... 28

4.4.3 Kopfzugversuche .................................................................................... 30

4.5 Versuchergebnisse ............................................................................. 32

4.5.1 Lockbolt-Installationen ........................................................................... 32

4.5.2 Scherzugversuche ................................................................................... 37

4.5.3 Kopfzugversuche .................................................................................... 42

4.5.4 Schliffbilder ............................................................................................ 46

5 Simulation ................................................................................................ 49

5.1 Die Finite-Element-Methode ............................................................... 49

5.2 Anwendungen der FE-Methode .......................................................... 50

5.2.1 Lineare statische Berechnungen ............................................................. 50

5.2.2 Nichtlineare statische Berechnungen ...................................................... 52

5.2.3 Strukturdynamische Berechnungen ........................................................ 52

5.3 Das FEM-Programm ABAQUS 6.7 ..................................................... 53

Inhaltsverzeichnis


II

5.3.1 Vorgehensweise einer FEM-Untersuchung in ABAQUS ...................... 54

5.3.1.1 Der Pre-Prozessor ............................................................................... 55

5.3.1.2 Die Analyse ......................................................................................... 56

5.3.1.3 Der Post-Prozessor .............................................................................. 56

5.4 Modellerstellung in ABAQUS 6.7 ........................................................ 57

5.4.1 Ausgangsmodell ...................................................................................... 57

5.4.2 Geometrie und Vernetzung der Blechkante des unteren Fügepartners ... 60

5.4.3 Vernetzung der Blechkante des oberen Fügepartners ............................. 69

5.5 Absicherung einer quasi-statischen Lösung in Abaqus/ Explizit ......... 72

5.6 Vergleich der Simulationsergebnisse mit den Experimenten .............. 78

5.6.1 Geometrie des Collars aus der Simulation .............................................. 80

5.6.2 Reibungseinfluss ..................................................................................... 83

5.6.3 Ermittlung einer Korrekturfunktion für die experimentellen Kraft-Weg-

Verläufe ................................................................................................... 85

6 Zusammenfassung und Ausblick .......................................................... 87

7 Literaturverzeichnis ................................................................................ 89

8 Anhang ..................................................................................................... 91

Anlage I: Beispiele für Passbolzen mit Universal- und Senkkopf [ABS] ........ 91

Anlage II: Auszug aus Airbus-Norm: Bezeichnung für einen Lockbolt .......... 92

Anlage III: Auszug aus Airbus-Norm: Bezeichnung für einen Collar ............. 93

Anlage IV: Messungen der Bohrungen [in mm] ............................................. 94

Anlage V: Messungen der Niete [in mm] ....................................................... 96

Anlage VI: Messungen der Passung und des Nietkopfüberstandes [in mm] . 99

Anlage VII: Klasseneinteilung für Längenänderungs-Messeinrichtungen[6] 102

Anlage VIII: Typische Kraft-Weg-Kurve eines Scherzugversuches [2a] ...... 103

Anlage IX: Maße der Bleche [in mm] ........................................................... 104

Anlage X: Installationsergebnisse ............................................................... 105

Anlage XI: Scherzugergebnisse .................................................................. 108

Anlage XII: Protokoll der Schliffbildanfertigung vom 06.11.2008 ................. 112

Anlage XIII: Gekürzte ABAQUS Eingabe Syntax mit Erläuterungen ........... 135

I Formelzeichen


III

I Formelzeichen

a) Lateinisch groß

Formelzeichen Dimension Benennung

[A] N/mm Gesamtsteifigkeitsmatrix

E MPa, N/mm2 Elastizitätsmodul

F N Kraft

{F} N Lastvektor

G MPa, N/mm2 Gleitmodul

[K] N/mm Elementsteifigkeitsmatrix

L mm Elementlänge

T s Periodendauer

b) Lateinisch klein


cd m/s Schallgeschwindigkeit

{d} mm Gesamtknotenverschiebungsvektor

f 1/s Eigenfrequenz

t s Zeit

c) Griechisch


plε - plastische Dehnung

ν - Querkontraktionszahl

ρ (N·s)/mm4 Dichte

σ N/mm2 Spannung

δ mm/N Nachgiebigkeit

II Abkürzungen


IV

II Abkürzungen

Abkürzung Benennung

ABS Airbus-Norm für Schließringbolzen

Al Aluminium

ASNA Airbus-Norm für Schließringe

bzw. beziehungsweise

CAE Complete Abaqus Environment

DIN Deutsches Institut für Normung e.V.

d. h. das heißt

FE Finite-Element

FEM Finite-Element-Methode

GmbH Gesellschaft mit beschränkter Haftung

GP Groove Proportioned

kN Kilonewton

LB Lockbolt

LGP Light Groove Proportioned

m Meter

ms Millisekunde

mm Millimeter

MPa Megapascal

N Newton

NASM 1312-4 National Aerospace Standard, Lap Joint Shear

NASM 1312-8 National Aerospace Standard, Tensile Strength

o. g. oben genannt

RP Reference Point

s Sekunde

sog. sogenannt

Ti Titan

Vgl. Vergleiche

XPL Lightweight Extended Performance

z. B. zum Beispiel

III Abbildungsverzeichnis


V

III Abbildungsverzeichnis Abbildung 1 Schließringbolzen-System [3]

6

Abbildung 2 Varianten von Lockbolts

6

Abbildung 3 Schließringbolzen-Aufbau

7

Abbildung 4 Lockboltsetzprozess in der Praxis [2b]

8

Abbildung 5 Anwendung umformtechnischer Fügeverfahren im Flugzeugbau [13]

9

Abbildung 6 Pull- und Stump-Typ der Lockbolts [3]

10

Abbildung 7 Setzprozess des Lockbolts als Pull-Typ [3]

11

Abbildung 8 Lehre zur Qualitätssicherung einer Lockbolt-Verbindung [2a]

12

Abbildung 9 Lockbolt des Typs ABS 0548 VHK 3-04 mit Collar

21

Abbildung 10 Scherzugversuch – Probe nach NASM 1312-4

23


23


24

Abbildung 13 Beispiel für eine Probenbezeichnung nach Nomenklatur

24

Abbildung 14 Setzwerkzeuge

26

Abbildung 15 Adapter-Geometrie

26

Abbildung 16 Einsetzen des Passbolzens durch Einschlagen [2a]

27

Abbildung 17

Kopfzugversuch – Probe nach NASM 1312-8 29

Abbildung 18

Kopfzugversuchs-Apparatur nach NASM 1312-8

30

Abbildung 19

OLYMPUS SZ61 33

Abbildung 20 Definition der Messgrößen am Collar

34

Abbildung 21 Mikroskop-Aufnahme der Probe mit variiertem Nenndurchmesser (=5,6mm) des Bolzen (Al-LB-Ga-S1-2)

36



VI

Abbildung 22 Blechabscherung nach Scherzug an Probe Al-LB-Fa-2-1/Fa-2-2

38

Abbildung 23 Collar-Versagen nach Scherzug an Probe Al-LB-Ca-4-1/Ca-4-2

38

Abbildung 24 Übersicht über die Versagensmodi am Lockbolt nach Kopfzug

41

Abbildung 25

Probe Al-LB-Fa-K3-1/Fa-K3-2 nach Kopfzug

42

Abbildung 26 Übersichtsaufnahme von Niet 26 einer Referenz-Verbindung (Al-LB-A-7-1/Al-LB-7-2)

45

Abbildung 27

Collar-Vermessung aus der Schliffbildanalyse

46

Abbildung 28 Typische FE-Programmstruktur [10]

52

Abbildung 29

Zusammenbau des ABAQUS-Modells 57

Abbildung 30

Definition der einzelnen Simulationssteps [12] 58

Abbildung 31

Geometrie und Vernetzung der Fügepartner 60

Abbildung 32

Verhalten der Fügepartner beim Einziehvorgang 60

Abbildung 33

Abknickende Ecke beim Einziehen des Schließringbolzen 61

Abbildung 34

Vergleich zwischen alter und neuer Vernetzung im kritischen Bereich des unteren Fügepartners

62

Abbildung 35

Einziehvorgang bei neuer Vernetzung der kritischen Ecke 62

Abbildung 36

Konstruktion und neue Vernetzung der Übergangsfase 63

Abbildung 37

Einziehvorgang für vier ausgewählte Zeitpunkte 63

Abbildung 38

Vergleichsspannung nach von Mises entlang der linken Blechkante des unteren Fügepartners mit „harter“ und „weicher“ Ecke

65

Abbildung 39

Radialspannung entlang der linken Blechkante des unteren Fügepartners „mit“ und „ohne“ Fase

66

Abbildung 40

Vernetzung am oberen Fügepartner im Bereich der Senkung mit 20 Elementen

69

Abbildung 41 Vernetzungsvarianten am oberen Fügepartner 69



VII

Abbildung 42 Auswerteweg entlang der Blechkante des oberen Fügepartners und Vergleichsspannung während des STEP 2

70

Abbildung 43 Vergleichsspannung nach von Mises während des STEP 3 im Bereich der Senkung des oberen Fügepartners

71

Abbildung 44 Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Umformvorgang

73

Abbildung 45 Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Klemmvorgang

75

Abbildung 46 Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Einziehvorgang

76

Abbildung 47 Definition der Messgrößen am verformten Collar

79

Abbildung 48 Definition der Messgrößen am unverformten Collar

80

Abbildung 49 Maße am Collar aus dem ABAQUS-Sketcher 81

Abbildung 50 Geometrievergleich nach dem Umformvorgang ohne Reibung (links) und mit Reibung (rechts)

84

IV Tabellenverzeichnis


VIII

IV Tabellenverzeichnis Tabelle 1 Vor- und Nachteile des Nieten gegenüber dem Schweißen

u. Kleben

5

Tabelle 2 Vor- und Nachteile der Schließringbolzen-Verbindung gegenüber herkömmlichen Nietverbindungen [vgl. 9]

13

Tabelle 3 Konvention zur Nomenklatur der Elemente einer Nietverbindung

16

Tabelle 4 Testmatrix I für Al-LB-Verbindungen

18

Tabelle 5 Testmatrix II für Al-LB-Verbindungen

19

Tabelle 6 Auszug aus der ABS 0548-3-4

19

Tabelle 7 Gesamtaufstellung über die Versuche der Al-LB-Systeme

20

Tabelle 8 Probenmaterial und –geometrie [2c] [8]

22

Tabelle 9 Technische Daten der Taurus 4

25

Tabelle 10 Technische Daten der Zugprüfeinrichtung Zwick 100 [6]

28

Tabelle 11 Bleche der Scherzugproben

29

Tabelle 12

Bleche der Kopfzugproben 30

Tabelle 13

Collar-Maße nach der Installation 35

Tabelle 14 Übersicht über die Bruchlasten und Versagensarten der verschiedenen Probenreihen nach Scherzugversuch

37

Tabelle 15

Übersicht über die Bruchlasten und Versagensarten der verschiedenen Probenreihen nach Kopfzugversuch

42

Tabelle 16

Vergleich der ermittelten Messwerte am Collar mit SZ61 und AX70

46

Tabelle 17 Vergleich der Prozessorzeit bei unterschiedlichen Zeitschrittweiten

74

Tabelle 18 Collar-Maße nach der Installation im Vergleich

79

Tabelle 19 Experimentelle Vermessung der Collar im Vergleich zu den Eingabedaten in der Simulation

81

V Diagrammverzeichnis


IX

V Diagrammverzeichnis Diagramm 1 Kraft-Weg-Vergleich während der Installation für

verschiedene Lockbolt-Fügevarianten

31

Diagramm 2 Kraft-Zeit-Vergleich während der Installation für verschiedene Lockbolt-Fügevarianten

32

Diagramm 3 Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A nach Scherzug

39

Diagramm 4 Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ba [Klemmlänge = 6, 6 mm] nach Scherzug

40

Diagramm 5 Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Fa [Übergangspassung] nach Scherzug

40

Diagramm 6 Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A nach Kopfzug

43

Diagramm 7 Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Fa [Übergangspassung]

43

Diagramm 8

Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ca [maximaler Klemmlängenbereich]

44

Diagramm 9

Kraft-Weg-Verlauf für Variation „mit“ und „ohne“ Fase beim Einziehvorgang (STEP 2)

67

Diagramm 10

Kraft-Weg-Verlauf für Variation „mit“ und „ohne“ Fase beim Umformvorgang (STEP 3)

68

Diagramm 11

Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell bei der Installation

77

Diagramm 12 Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell mit verschiedenen Zeitschrittweiten bei der Installation

78

Diagramm 13 Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell „mit“ u. „ohne“ Reibung bei der Installation

83

Diagramm 14 Ermittlung der Nachgiebigkeit des Systems über die Korrekturfunktion

86

Diagramm 15 Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell bei der Installation nach Korrektur

86

1 Einleitung


1

1 Einleitung Im Flugzeugbau werden heutzutage zur Montage hochbeanspruchter Bauteile

überwiegend Nietverfahren angewendet. Bei der Herstellung eines mittleren

Passagierflugzeuges werden bereits über eine Million Niete verwendet. Bei der

Airbus Deutschland GmbH wird unter anderem das sog. Lockbolt-System

eingesetzt. Eine derartige Verbindung besteht aus einem Schließringbolzen

(Lockbolt) und einem Schließring (Collar). Durch Umformen des Schließrings in

entsprechende Verriegelungsrillen des Bolzens wird eine kraft- und

formschlüssige Verbindung erzeugt.

Vor der Einführung neuer Verbindungselemente in der Flugzeugmontage wird

grundsätzlich eine Überprüfung dieser Systeme durchgeführt, welche

heutzutage fast ausschließlich experimentell ermittelt wird, da genaue

Simulationstools zurzeit nicht vorhanden sind. Diese Methode ist allerdings

sehr zeit- und kostenaufwendig. Eine FEM-Simulation soll deshalb eingesetzt

werden, um die Verbindungselemente zu optimieren und den Testaufwand zu

minimieren.

In der Abteilung Assembly Technologies (EDSWAG) der Airbus Deutschland

GmbH wurde bereits ein FE-Modell für Lockbolt-Verbindungen erstellt.

Zur späteren Verifikation dieses Simulationstools werden Ergebnisse aus

experimentellen Untersuchungen zum Vergleich benötigt.

Die Ergebnisse werden dann anhand von Geometrie- und Prozessdaten dem

simulierten Fügeprozess gegenübergestellt.

Das Simulationsmodell soll zur Optimierung des Fügeprozesses, hinsichtlich

Verarbeitbarkeit und Festigkeitseigenschaften, sowie später zur Verkürzung der

Entwicklungszeiten und der Verringerung des experimentellen

Versuchsaufwands im Rahmen der Zertifizierung, dienen.

2 Aufgabenstellung


2

2 Aufgabenstellung

Ziel dieser Arbeit ist es, den Setzprozess von Lockbolt-Systemen experimentell

zu analysieren und das bestehende FE-Modell in der Software ABAQUS zu

optimieren.

Zunächst soll daher der Setzprozess der Lockbolt-Verbindungen anhand der

Variation verschiedener Fügeparameter näher untersucht und dokumentiert

werden. Danach ist das Festigkeitsverhalten dieser Verbindungen anhand von

Scherzug- und Kopfzugversuchen zu untersuchen.

Im Speziellen soll die Verifikation des FE- Modells anhand der experimentell

aufgenommenen Kraft-Weg-Verläufe für den Setzprozess und für den

Bolzenabriss sowie anhand von Schliffbildern und einem Abgleich der

Geometrie vor und nach der Installation durchgeführt werden.

Hierzu wird, ausgehend von einer Referenz-Lockbolt-Verbindung, eine

Testmatrix definiert.

Von dieser Referenz-Lockbolt-Verbindung werden verschiedene den

Fügeprozess beeinflussende Parameter wie Klemmlänge, Bolzendurchmesser,

Passung und Nietkopf variiert und deren Einfluss auf den Prozessverlauf

evaluiert.

Im Einzelnen sollen folgende Arbeitspunkte bearbeitet werden:

Experimentell:

• Erstellung einer Testmatrix für die erforderlichen Versuchskombinationen

• Ermittlung der benötigten Lockbolts bezüglich Länge und Durchmesser

gemäß Testmatrix

• Ermittlung der Probengeometrie für Scherzugversuche nach

NASM1312-4 bzw. für Kopfzugversuche nach NASM1312-8

• Materialplanung durch Berücksichtigung der Anzahl der Proben,

Abmessungen u.ä.

• Herstellung der Proben (Zuschnitt, Oberflächenbehandlung, Setzen der

Elemente etc.)

2 Aufgabenstellung


3

• Versuchsdurchführung

o Installation nach Airbus-Fertigungs-Handbuch 80-T-34-5812

§ Vermessung der Verbindungselemente vor und nach

Installation (Lockbolt-Collar-Geometrie und Kopfüberstand)

§ Messung und Dokumentation der Kraft-Weg-Verläufe

§ Messung und Dokumentation der Kraft-Zeit-Verläufe

§ Erstellung und Auswertung von Schliffbildern

o Scherzugversuche nach NASM 1312-4



§ Versagensdokumentation

o Kopfzugversuche nach NASM 1312-8



§ Versagensdokumentation

Simulation:

• Optimierung des FE- Modells gemäß der ermittelten Geometriedaten

• Absicherung des FE- Modells hinsichtlich der gewählten Zeitschrittweite

• Verifikation des FE- Modells durch Abgleich mit den experimentellen

Kraft-Weg-Verläufen für den Setzprozess und durch Abgleich der

Geometrie der gesetzten Verbindung

3 Stand der Technik


4

3 Stand der Technik

3.1 Niettechnik im Flugzeugbau - eine kleine Einführung

Das Nieten beschreibt ein Fügen von Bauteilen durch Umformen und ist schon

etwa 2500 Jahre alt. Das Wort Fügen steht im engen Zusammenhang mit

verbinden oder ineinander passen. Es wurde erstmals in Griechenland

angewendet, um Bronzegussstücke wie z. B. Waffen und Schmuck unlösbar

miteinander zu verbinden.

Beim Nieten werden die Verbindungselemente in die zu fügenden Bauteile

eingesteckt und durch Umformen des Nietes oder der Fügeteile eine unlösbare

Verbindung dieser Bauteile, z. B. Bleche, Rohre und Profile, hergestellt.

Ab dem Industriezeitalter wurde speziell das Vollnieten vor allem im

Eisenbahnbau, Maschinenbau und Brückenbau angewendet. Das wohl

bekannteste Beispiel dieser Zeit ist der Eiffelturm in Paris, dessen

Strukturelemente nur durch Nietverbindungen (Voll- und Hohlniete) gefügt

wurden. Mehr als 1 Million Niete sind hier verbaut worden.

Im Brückenbau wurde ab 1930 aus Kostengründen vermehrt das Schweißen

eingesetzt. Hier ist aber besonders die thermische Beeinflussung auf die

Bauteile zu erwähnen, die das Schweißen problematisch macht. Negative

Effekte des Schweißens sind z. B. Stoffeigenschaftsänderungen und hohe

Eigenspannungen im Werkstoff, die zur unerwünschten Entfestigung des

Bauteils führen. Ebenfalls problematisch ist die Qualitätssicherung nach dem

Schweißprozess, die sich als besonders komplex gestaltet. Zerstörungsfreie

Prüfverfahren liefern nur ungenügende Informationen zur Beurteilung der

Qualität. Das Schweißen ist ebenfalls nicht besonders umweltfreundlich

(Freisetzung gesundheitsgefährdender Gase) und erfordert ein hohes Maß an

Vor- und Nachbehandlung, sowie einen hohen Grad menschlicher

Zuverlässigkeit [13] [14].

Um dennoch die Übertragung großer Lasten in dickeren Bauteilen zu

gewährleisten, wo Vollniete die Anforderungen an die Festigkeit nicht mehr

erfüllen, werden Passniete eingebaut. Passniete sind zweiteilige

Verbindungselemente mit aufgeschraubten oder aufgequetschten Schließringen

(Schließringniete).

3 Stand der Technik


5

Ein zerstörungsfreies Lösen der aufgequetschten Verbindung ist dann nach

dem Fügeprozess nicht mehr möglich. Schließringniete eignen sich sehr gut bei

schwingender Beanspruchung, da die parallelen Schließringe im Bolzen eine

Selbstlösung verhindern [13] [14].

Die ersten Typen von Passniete wurden bereits um 1950 extra für den

Flugzeugbau entwickelt, finden aber auch heute noch in weiterentwickelter

Form Anwendung in der Flugzeugindustrie.

Neben dem Nieten werden heute auch verstärkt Klebverbindungen eingesetzt,

wie z. B. im Militär- und Verkehrsflugzeugbau. Es werden hauptsächlich

Flächen- und Längsnahtdoppler im Hautbereich des Rumpfes,

Längsversteifungen der Rumpfhaut, Stringer, und teilweise Spanten geklebt.

Für Sandwichbauteile, wie z. B. Seiten- und Querruder oder Landeklappen ist

das Kleben gar nicht mehr wegzudenken. Gegenüber der Niettechnik lassen

sich in Metallflugzeugen 15 % Strukturgewicht einsparen, gleichzeitig aber

steigt die Sicherheit gegen unkontrollierten Rissfortschritt. Mit der Klebetechnik

lässt sich ebenfalls eine extreme Ermüdungsfestigkeit der Struktur bei hoher

Steifigkeit und guten aerodynamischen Eigenschaften erreichen [14].

Bedingungen, die heutzutage an eine Verbindung in Verkehrsflugzeugen

gestellt werden, umfassen mindestens 20 Jahre, das entspricht etwa 60000

Flugstunden. Während dieser Zeit ist das Flugzeug Feuchtigkeit, wechselnden

Temperaturen von –50 bis +80°C und korrosiven Medien laufend ausgesetzt.

Um den geforderten Lastfällen und Umgebungseinflüssen trotzdem zu

genügen, sind deshalb spezielle Einkomponenten-Epoxidharzklebstoffe nötig,

sowie bestimmte Oberflächenbehandlungen, wie zum Beispiel das Entfetten der

Oberflächen und Aufspritzen korrosionshemmender Beschichtung. Nach dem

Kleben ist eine Härtung im Autoklaven von mehreren Stunden notwendig und

eine zerstörungsfreie Prüfung durchzuführen. Der Klebeprozess ist daher sehr

zeitaufwendig und treibt die Herstellkosten in die Höhe [14].

Alles in allem sind Klebe- und Schweißverfahren, speziell im Flugzeugbau, mit

ihren vielen Einzelschritten und Zwischenprüfungen, verglichen mit der

hochautomatisierten und optimierten Niettechnik, unwirtschaftlich. Das Kleben

beschränkt sich derzeit nur auf bestimmte Strukturteile. Wesentliche

Entwicklungen zur Optimierung sind hier noch notwendig.

Jedoch ist eine Kombination beider Fertigungsverfahren grundsätzlich möglich

und für bestimmte Verbindungen anzustreben, wie zum Beispiel das Ankleben

3 Stand der Technik


6

von Stringern und Spanten an die Rumpfschalen zur Steigerung der

Korrosionsbeständigkeit [4].

Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass das Fügen durch Umformen

keinesfalls der Vergangenheit angehört, auch wenn sich neue Fügetechniken,

wie z. B. das Kleben, auf dem Vormarsch befinden.

Die Niettechnik zeichnet sich besonders durch eine einfache und zuverlässige

Qualitätsprüfung aus. Während der Fertigung, die im Übrigen gut

automatisierbar ist, lassen sich Andruckkräfte und Wege der Werkzeuge

rechnergestützt einfach überwachen und steuern. Hier lassen sich die Daten

gut mit Hilfe von Referenzwerten vergleichen und damit überprüfen. Nach dem

Fügeprozess ist eine Sichtprüfung mit entsprechenden Lehren möglich und

ausreichend zuverlässig [9].

Die Tabelle 1 stellt die Vor- und Nachteile der Niettechnik verglichen mit dem

Schweißen und Kleben nochmals gegenüber.

Vorteile Nachteile

- Große Vielfalt fügbarer Werkstoffe - Geringere Festigkeiten als beim Schweißen

- Wirtschaftlichkeit (geringer Investitionsbedarf)

- Verfahrensbedingt nur Überlappverbindungen à Hohe Kosten, hohes Gewicht im Vergleich zum Kleben

- In der Regel keine thermischen Umwandlungen des Gefüges

- Unebenheiten der Bauteile durch die Niete

- Hohe Sicherheit - Erschwerte Nacharbeit - Einfache Qualitätskontrolle - Keine oder schwere Reparatur - Umweltverträglichkeit à Keine Entsorgungsprobleme à Schnelle und geräuscharme Verarbeitung à Keine besonderen Arbeitsplatzbelastungen

- Begrenzt anwendbar à Kleine Bauteile schwierig à Der Setzprozess benötigt gute Zugänglichkeit, meistens von zwei Seiten

- Vollmechanische Verbindungsherstellung

- Evtl. Beschädigung der Bauteilumgebung

- Hohe konstante Vorspannungen - Vorarbeit (meist Vorlochen) notwendig

Tabelle 1: Vor- und Nachteile des Nieten gegenüber dem Schweißen u. Kleben

3 Stand der Technik


7

3.1 Das Schließringbolzen-System

Passniete mit aufgequetschten Schließringen nennt man auch

Schließringbolzenverbindungen. Bei dieser Nietform wird in die Bohrung

übereinander liegender Werkstücke ein Verbindungselement (Schließringniet)

eingesteckt und ein Schließring in die Ausformungen des Nietes eingeformt.

Somit entsteht eine form- und kraftschlüssige Verbindung.

Eine derartige Verbindung besteht also aus den zu verbindenden Elementen,

z. B. zwei Bleche, dem Schließringbolzen (Schließringniet) und dem Schließring

(Abbildung 1) [13].

Abbildung 1: Schließringbolzen-System [3]

Üblicherweise nennt man einen Schließringbolzen auch Lockbolt und einen

Schließring Collar, frei nach der englischen Übersetzung.

Das Material dieser Verbindung richtet sich ganz nach dem Einsatzgebiet und

den Festigkeitsanforderungen des Bauteils. Vorwiegend werden Aluminium,

Titan und rostfreie Stähle für diese Passniete verwendet, wobei erstere aus

Gewichtsgründen im Flugzeugbau vorgezogen werden.

Abbildung 2: Varianten von Lockbolts: (1): Universalkopf-Lockbolt (Pull-Typ)

[3] (2): Senkkopf-Lockbolt (Pull-Typ) (3): Senkkopf-Lockbolt (Stump-Typ)

3 Stand der Technik


8

Der Schließringbolzen ist in zwei Abschnitte unterteilt, die durch eine

Sollbruchstelle miteinander verbunden sind. Der erste Abschnitt besteht aus

dem Schließringbolzenkopf und einem Bolzen mit parallelen Verriegelungsrillen,

die für die Verbindung mit dem Schließring nötig sind, Abbildung 3.

Der zweite Abschnitt besitzt ebenfalls einen Bolzen mit parallelen Rillen, die der

Krafteinleitung dienen. Der Schließringbolzenkopf sowie der Bolzen selbst sind

in unterschiedlichen Formen, je nach Anwendungszweck, verfügbar, Abbildung

2. Beispiele für Passbolzen mit Universal- und Senkkopf sind der Anlage I im

Anhang zu entnehmen.

Abbildung 3: Schließringbolzen-Aufbau

3.2 Arten von Schließringbolzen bei AIRBUS

Der Markt an Schließringbolzensystemen ist sehr groß und vielfältig und sie

besitzen oft herstellspezifische Merkmale. Die Firma ALCOA Fastening

Systems beliefert unter anderem AIRBUS Deutschland GmbH mit

Schließringbolzen.

Der Hersteller dieser Lockbolts unterscheidet seine Schließringbolzen nach der

Anzahl der Verriegelungsrillen, in die der Schließring eingeformt wird.

Im Jahr 1989 wurden bei AIRBUS Deutschland GmbH zwei Schließringbolzen

der Firma ALCOA Fastening Systems in die Produktion aufgenommen und

standardisiert. Der erste Schließringbolzen ist der „GP-Lockbolt“, wobei das GP

für „Groove Proportioned“ steht. Dieser Bolzen hat 10 Rillen im ersten

Abschnitt, in die der Schließring eingeformt werden kann [16].

3 Stand der Technik


9

Der zweite Schließringbolzen ist der „LGP-Lockbolt“, wobei das LGP für „Light

Groove Proportioned“ steht. Er hat 5 Verriegelungsrillen für Bleche aus Metall

und 6 Rillen für Composite-Werkstoffe. Die Reduzierung der Rillen dient

ausschließlich der Gewichtsreduzierung.

Bei der erheblichen Anzahl von verbauten Nieten im Flugzeug eine nicht ganz

unwichtige Option. Die erforderliche Festigkeit wird dennoch erreicht.

Im Jahr 2003 wurde ein weiterer, dritter, Schließringbolzen bei der AIRBUS

Deutschland GmbH eingeführt, der sogenannte „XPL-Lockbolt“, wobei XPL für

„Lightweight Extended Performance“ steht. Ihn charakterisieren ein doppelter

Klemmlängenbereich sowie einen vergrößerten Durchmesser im Vergleich zu

seinen Vorgängern. Für Bleche aus Metall hat der XPL-Lockbolt 7

Verriegelungsrillen und 9 Rillen für Composite-Werkstoffe [16].

Bei der AIRBUS Deutschland GmbH werden Schließringbolzen als hochfeste

Verbindungselemente in allen strukturellen Verbindungsteilen, vorzugsweise bei

Längs- und Quernähten im Rumpfbereich, siehe Abbildung 4, sowie im Flügel

für Klappen und Ruder verwendet.

Abbildung 4: Lockboltsetzprozess in der Praxis [2b]

Der XPL-Lockbolt wird für die beiden neusten Flugzeuge der AIRBUS Familie

verwendet: Im A380 sorgt er im mittleren Flügelkasten für die Rumpf-Flügel-

Anbindung und im A400M Militärtransporter für Verbindungen an und in den

Tragflächen [2c].

3 Stand der Technik


10

Eine Übersicht über die Anwendung verschiedener Fügeverfahren im

Flugzeugbau am Beispiel eines A320 ist in Abbildung 5 dargestellt.

Abbildung 5: Anwendung umformtechnischer Fügeverfahren im Flugzeugbau [13]

3.3 Setzprozess der Schließringbolzen

Für den Einbau von Passnieten sind Spezialwerkzeuge notwendig, die

sogenannten Setzwerkzeuge. Ein Setzwerkzeug besteht aus Klemmbacken

und einer Zugkopfhülse. Die Zugkopfhülse ist das sogenannte

Quetschwerkzeug (od. Setzwerkzeug) und wird auch als Döpper bezeichnet.

Die Setzwerkzeuge können elektrisch, pneumatisch oder hydraulisch betrieben

werden [NASM 1312-4].

Ziel des Setzvorganges ist es, den Schließring in die Rillen des

Schließringbolzens einzuformen.

3 Stand der Technik


11

Dieses kann auf 2 Arten geschehen. Die erste Art ist der Setzprozess mit den

Lockbolts des sogenannten Pull-Typs, Abbildung 6.

Dazu wird das Werkzeug auf den Schließring aufgesetzt, welches selbst mit

Hilfe von Klemmbacken in die am Nietschaft (Bolzen) befindlichen Rillen greift.

Das Setzwerkzeug fährt nun axial gegen den Setzkopf, während die

Klemmbacken an dem Schließringbolzen ziehen.

Dadurch wird der Schließring auf den Bolzen gepresst und gegen die Bauteile

gedrückt, die somit fest zusammengedrückt werden [13].

Wenn der Schließringbolzen an der Sollbruchstelle abgerissen ist

(Abreißbolzen), ist der Setzvorgang beendet. Nach dem Setzvorgang ist der

zweite Abschnitt des Schließringbolzens also vom ersten Abschnitt getrennt

worden und fällt als Abfallprodukt weg.

Die zweite Art des Setzprozesses ergibt sich aus den Lockbolts des

sogenannten Stump-Typs, Abbildung 6. Der Stump-Typ unterscheidet sich vom

Pull-Typ dahingegen, dass er keinen Abreißbolzen besitzt, also keinen zweiten

Abschnitt. Dieses bedeutet zwar weniger Material, jedoch ist eine Gegenkraft

aufzubringen, die den Schließringbolzen in den Blechen festhält, während der

Schließring auf den Schließringbolzen gepresst wird. Dieses erfordert eine

Zugänglichkeit von zwei Seiten.

Abbildung 6: Pull- und Stump-Typ der Lockbolts [3]

In dieser Arbeit wird der Setzprozess des Lockbolts als Pull-Typ beschrieben,

Abbildung 7, und auf eine nähere Beschreibung des Stump-Typs verzichtet.

Der gesamte Setzvorgang lässt sich in 6 Teilschritte unterteilen, die auf der

folgenden Seite dargestellt sind.

3 Stand der Technik


12

1

Der Passniet wurde in die Bleche

eingeführt und das Setzwerkzeug

angesetzt. Die Klemmbacke (1) greift

den Lockbolt im Klemmbereich

2

Die Klemmbacke zieht an dem

Bolzen während die Zugkopfhülse (2)

den Collar gegen die Bleche drückt

und der Umformvorgang beginnt

3a

Die Zugkopfhülse zieht sich über den

Schließring und formt ihn so in die

Rillen des Schließringbolzens ein.

Währenddessen wird der Lockbolt

gedehnt (durch Zug an

Klemmbacken)

3b

Die maximale Umformung ist erreicht,

das Material des Collars ist

vollständig eingeformt

4

Bei Erreichen der Maximalkraft, reißt

der Bolzen ab und der

Umformvorgang ist beendet

5 Die Zugkopfhülse wird von den

umgeformten Collar abgezogen

6 Der Setzvorgang ist abgeschlossen

Abbildung 7: Setzprozess des Lockbolts als Pull-Typ [3]

(2)

(1)

3 Stand der Technik


13

Zum Überprüfen der gesetzten Verbindung werden spezielle Lehren verwendet,

die für den gesamten Klemmbereich gelten. Mit diesen Lehren kann man

prüfen, ob der richtige Lockbolt für die jeweilige Klemmlänge gewählt wurde und

ob der Setzprozess korrekt verlaufen ist [2a].

Abbildung 8: Lehre zur Qualitätssicherung einer Lockbolt-Verbindung [2a]

Wird die Touch-Go Seite auf den Lockbolt aufgesetzt, Abbildung 8, ist die

Verformung des Collars und die Klemmlänge korrekt, wenn die Lehre weder

Collar noch Blech berührt.

Wird die Touch-NoGo Seite auf dem Blech aufgesetzt, ist die Klemmlänge

korrekt, wenn die Schenkel der Lehre den Lockbolt nicht berühren. Auch hier ist

3 Stand der Technik


14

die Verformung des Collars korrekt, wenn die Lehre den Schließring nicht

berührt.

In der folgenden Tabelle sind die Vor- und Nachteile einer Lockbolt-Verbindung

gegenüber herkömmlichen Nietverbindungen zusammenfassend dargestellt.

Vorteile Nachteile - Sehr hohe Festigkeit u. Klemmkraft gegenüber anderen Verbindungsarten

- Relativ teuer im Gegensatz zu anderen Nietverbindungen

- Keine speziellen Anforderungen an die Oberflächenbeschaffenheit und Geometrietoleranzen

- Bei der Montage muss eine Zugänglichkeit von beiden Seiten gewährleistet sein (Stump-Typ)

- Vibrationssichere Verbindung

- Einsatz in schwer zugänglichen Bereichen nur bedingt möglich (abhängig von der Größe des Setzgerätes)

- Automatisierbar - Einfache Qualitätssicherung - Wärmefreies und damit verzerrungsarmes Verbinden

- Keine Normen und Richtlinien für die Darstellung in Konstruktionszeichnungen

- Keine Beschädigung der Bauteiloberflächen bei der Herstellung

- Nicht bei größeren Durchmessern einsetzbar

- Schnellere Verarbeitung gegenüber Gewinde-Verbindungen

- Zerstörungsfreies Lösen der Verbindung ist nicht möglich

Tabelle 2: Vor- und Nachteile der Schließringbolzen-Verbindung gegenüber herkömmlichen Nietverbindungen [9]

Für die Schließringbolzenverbindung gibt es heute keine bis wenige

Simulationstools für detaillierte Betrachtungen des Fügeprozesses. Ein

wichtiges Aufgabengebiet ist daher die Schaffung von Simulationsprogrammen,

die eine Vorhersage über die Eigenschaften gefügter Verbindungen unter

quasistatischer, dynamischer und schwingender Belastung liefern.

4 Experimentelle Untersuchungen


15

4 Experimentelle Untersuchung

4.1 Nomenklatur der Versuchselemente

Im Rahmen der Airbus-Abteilung EDSWAG im Werk Bremen ist eine

Konvention zur Nomenklatur der Elemente einer Nietverbindung festgelegt

worden, da außerhalb dieser Bachelor-Thesis noch weitere Experimente mit

Material- und Nietvarianten durchgeführt werden sollen. Durch eine

gemeinsame Nomenklatur sollen die verschiedenen Versuchsvarianten schnell

identifiziert werden können. Das erleichtert später die Auswertung der

Experimente und ermöglicht einen schnellen Vergleich aller Versuchsproben

untereinander.

Um ein geeignetes Simulationstool einer Lockbolt-Verbindung zu schaffen, ist

es zunächst notwendig, eine aussagekräftige Testreihe aufzustellen. Dafür wird

ein Standard-Lockbolt-System definiert und später verschiedene Parameter,

wie Klemmlänge, Bolzendurchmesser, Passung und Nietkopf, variiert. So soll

untersucht werden, welchen Einfluss diese Modifizierungen auf die Gesamt-

Verbindung haben.

In dieser Bachelor-Thesis werden ausschließlich Aluminiumverbindungen

untersucht und als Verbindungselemente werden Schließringniete (Lockbolts)

verwendet.

In der nachfolgenden Tabelle 3 ist die Konvention zur Nomenklatur der

Elemente aller im Rahmen von EDSWAG zu untersuchenden Nietverbindungen

dargestellt und erläutert.

So bedeutet z. B. die Probenbezeichnung Al-LB-Fa-S1-2, dass es sich eine

Aluminiumverbindung handelt (Al), die mit einem Lockbolt (LB) in eine

Übergangspassung (Fa) gefügt wurde. Es handelt sich dabei um den

Scherzugversuch (S) Nr. 1 (1) der entsprechenden Versuchsreihe und um den

unteren Fügepartner (2).



16

Material CFK CFK-Verbindung Al Aluminiumverbindung Nietvariante LB Lockbolt Standard (Pull-Typ) SR Solid Rivet Variation von A Standardvariante B Klemmlänge

Ba Klemmlänge 6,4 mm Bb Klemmlänge 5,0 mm Bc Klemmlänge 6,2 mm Bd Klemmlänge X,X mm C Klemmlängenbereich

Ca Max. Klemmlänge 6,0 mm Cb Min. Klemmlänge X,X mm Cc Max. Klemmlänge X,X mm Cd Max. Klemmlänge X,X mm D Klemmlänge 10 mm

E Nietkopf Universal F Lochdurchmesser

Fa Lochdurchmesser 4,79 (Übergangspassung) Fb Lochdurchmesser X,X (Spielpassung) Fc Lochdurchmesser X,X (Spielpassung) Fd Lochdurchmesser X,X (Spielpassung) G Bolzennenndurchmesser u. Klemmlänge

Ga Bolzennenndurchmesser 5,5 mm Klemmlänge 6,4 mm

Gb Bolzennenndurchmesser 6,3 mm Klemmlänge 6,4 mm

H Bolzennenndurchmesser

Ha Bolzennenndurchmesser 4,0 mm Hb Bolzennenndurchmesser 6,4 mm J Senkungsdurchmesser

Ja Min. Senkungsdurchmesser 9,2 mm Jb Max. Senkungsdurchmesser 9,5 mm K Senkungswinkel

Ka Min. Senkungswinkel 95° Kb Max. Senkungswinkel 105° L Stauchkraft

La Min. Stauchkraft 32 kN Lb Max. Stauchkraft 40 kN M Beschichtung

Ma - noch nicht vergeben -

Mb - noch nicht vergeben - N Vorspannkraftabnahme

Na - noch nicht vergeben -



17

Nb - noch nicht vergeben - O Fügepartnerbreite und -länge

Oa Fügepartnerbreite X,X mm und –länge X,X mm

Ob Fügepartnerbreite X,X mm und –länge X,X mm

Versuchsnummer I1, I2, I3, … 1., 2., 3. usw. Installationsversuch K1, K2, K3, ... 1., 2., 3. usw. Kopfzugversuch S1, S2, S3, ... 1., 2., 3. usw. Scherzugversuch Fügepartnernummer 1 Fügepartner 1 2 Fügepartner 2 Niete und Collar N1 bzw. C1* Niet Nr. 1 bzw. Collar Nr. 1 N2 bzw. C2* Niet Nr. 2 bzw. Collar Nr. 2 ... ... *Als Fügepartner 1 wird derjenige bezeichnet, auf deren Seite sich der Nietkopf befindet. Werden zwei Partner beidseitig gefügt, ist der Partner als Fügepartner 1 zu bezeichnen, der beim ersten Nietvorgang den Nietkopf zugewandt liegt. Liegen Fügepartner unterschiedlicher Stärken vor, die beidseitig gefügt werden sollen, so ist beim ersten Nietvorgang der dickere Fügepartner nietkopfseitig zu fügen. Die Niete und Collar sind mit N1, N2 usw. bzw. C1, C2 usw. durchzunummerieren. Ihre Position und Zuordnung zu den Fügepartnern und Versuchen muss anhand von entsprechenden eindeutigen Tabellen und Skizzen erkennbar sein!

Tabelle 3: Konvention zur Nomenklatur der Elemente einer Nietverbindung



18

4.2 Testmatrix

Der in dieser Bachelor-Thesis als Referenz verwendete Lockbolt ist ein Titan-

Lockbolt mit Hi-Kote 1 Beschichtung und ist in der Airbus-Norm ABS 0548, Pull-

Type für Zugbeanspruchung mit 100° Senkkopf, beschrieben. Als Referenz-

Schließring wird der Aluminium-Collar nach ASNA 2025 verwendet. Eine

Beschreibung der Airbus-Norm zum Lockbolt und zum Collar sind der Anlage II

und III im Anhang zu entnehmen.

Das Referenz-Lockbolt-System besteht aus einem Bolzen mit dem

Nenndurchmesser 4,8 mm und dem entsprechenden Collar. Die Verbindung

soll bei einer Klemmlänge von 4,8 mm im minimalen Klemmbereich liegen.

Dementsprechend lässt sich mit dieser Vorgabe aus der Norm der geeignete

Passbolzen heraussuchen. Als Material für die zu verbindenden Bleche ist eine

Aluminium-Knetlegierung aus 2024 T351 vorgesehen und es soll ein

pneumatisches Setzgerät verwendet werden.

Die experimentellen Untersuchungen unterteilen sich in Installations-,

Scherzug- und Kopfzugversuche.

Für die Installation soll der Parameter „Nenndurchmesser“ des Referenz-

Bolzens modifiziert werden und zwar mit den Werten 5,5 bzw. 6,3 mm.

Außerdem soll der Basis-Lockbolt mit maximalem Klemmlängenbereich und mit

veränderter Passung (Übergangspassung) getestet werden.

Für den Scherzugversuch soll ebenfalls der maximale Klemmbereich und eine

Übergangspassung getestet werden. Zusätzlich kommt noch ein Test mit einem

Lockbolt mit Universalkopf hinzu (ABS 0549). Außerdem werden

unterschiedliche Klemmlängen bei gleichbleibendem Klemmlängenbereich

getestet. Das bedeutet, dass Passbolzen mit unterschiedlichen Längen in die

Testreihe aufgenommen werden.

Beim Kopfzugversuch werden gegenüber dem als Referenz definierten Lockbolt

die Klemmlänge, der Nietkopf und die Passung variiert.

Für jede Testreihe ist ein Umfang von sechs Proben vorgesehen. Einige

Varianten werden nach der Installation für die Scherzugversuche

weiterverwendet, deshalb wird der Probenumfang um eine Probe ergänzt

(sieben statt sechs), da eine Probe für ein Schliffbild aufgeschnitten werden

soll.



19

Eine zusammenfassende Aufstellung der verschiedenen Parameter liefert

folgende Testmatrix, Testmatrix I:

Installation Scherzugversuch

Lock

bolt

Inst

alla

tion

in A

l 202

4

Referenz: Lockbolt: ABS 0548-3-4 Lockbolt 100° (gesenkt) Ti, Hi-Kote1 Beschichtung; Collar: ASNA 2025 Al; Nenndurchmesser Bolzen: 4.8 mm; Klemmlängenbereich: minimal; Klemmlänge: 4.8 mm; Material Bleche: 2024 T351; Lochdurchmesser: Presspassung (ABS 1707); Werkzeug: pneumatisch gesteuertes Setzgerät (GESIPA, Taurus 4)

Lock

bolt

Sch

erzu

gver

such

in

Al 2

024

Referenz: Lockbolt: ABS 0548-3-4 Lockbolt 100° (gesenkt) Ti, Hi-Kote1 Beschichtung; Collar: ASNA 2025 Al; Nenndurchmesser Bolzen: 4.8 mm; Klemmlängenbereich: minimal; Klemmlänge: 4.8 mm; Material Bleche: 2024 T351; Lochdurchmesser: Presspassung (ABS 1707); Werkzeug: Materialprüfmaschine Z100/TL3A (Zwick GmbH & Co. KG)

Bz Variation Parameter Anzahl Tests Bz Variation Parameter

Anzahl Tests

A - Referenz 7 A - Referenz 6 Ga Nenndurch-

messer Bolzen 5,5 mm* 6 Ga Nenndurch-

messer Bolze. 5,5 mm* 6

Gb 6,3 mm* 6 Gb 6,3 mm* 6

Ca Klemmlängen-

bereich maximum 7 Ca Klemmlängen

-bereich maximum 6

D Klemmlänge 10,0 mm 6 D Klemmlänge 10,0 mm 6 Ba Klemmlänge 6,4 mm 6 Ba Klemmlänge 6,4 mm 6

Fa Lochdurch-

messer Übergangs-

passung 7 Fa Lochdurch-

messer Übergangs-

passung 6

Bz = Bezeichnung der Probe nach Airbus-Nomenklatur

* Klemmlänge = 6,4 mm

E Nietkopf

Universal (ABS 0549) 6

Gesamtanzahl der Versuche: 45 Gesamtanzahl der Versuche: 36

Tabelle 4: Testmatrix I für Al-LB-Verbindungen



20

Für die verschiedenen Varianten der Kopfzugversuche ergibt sich folgende

Testmatrix, Testmatrix II:

Kopfzugversuch

Lock

bolt

Kop

fzug

vers

uch

in A

l 202

4

Referenz: Lockbolt: ABS 0548-3-4 Lockbolt 100° (gesenkt) Ti, Hi-Kote1 Beschichtung; Collar: ASNA 2025 Al, Nenndurchmesser Bolzen: 4.8 mm; Klemmlängenbereich: minimal; Klemmlänge: 4.8 mm; Material Bleche: 2024 T351; Lochdurchmesser: Presspassung (ABS 1707); Werkzeug: Materialprüfmaschine Z100/TL3A (Zwick GmbH & Co. KG)

Bz Variation Parameter Anzahl Tests

A - Referenz 6

Ca Klemmlängen-

bereich maximum 6

Fa Lochdurch-

messer Übergangs-

Passung 6

E Nietkopf universal 6 Bz = Bezeichnung der Probe nach

Airbus-Nomenklatur

Gesamtanzahl der Versuche: 24

Tabelle 5: Testmatrix II für Al-LB-Verbindungen

Nach der Airbus-Norm ABS 0548-3-4 gilt der Klemmlängenbereich 4,80 mm bis

6,35 mm, Tabelle 6.

Tabelle 6: Auszug aus der ABS 0548-3-4 [Angaben in inch (mm)]

Der in der Testmatrix I und II geforderte Klemmlängenbereich von 4,8 mm für

die Referenz-Probe wird aus Gründen der Verfügbarkeit an Material und der

Vereinfachung auf 5 mm festgelegt (zwei Bleche mit jeweils 2,5 mm Dicke).



21

Der Klemmlängenbereich ist hier, wie gefordert, als Minimum anzusehen (vgl.

Tabelle 6).

Der maximale Klemmlängenbereich für die Al-LB-Ca-Probe liegt laut Airbus-

Norm für einen Lockbolt nach ABS 0548-3-4 also bei 6,35 mm. Aufgrund der

Verfügbarkeit der Bleche und der einfacheren Handhabung, weil ein Abfräßen

nicht nötig ist, werden bei allen Untersuchungen als maximaler

Klemmlängenbereich 6,2 mm gewählt. Dieser wird erreicht durch zwei Bleche

mit jeweils 3,1 mm Dicke.

Die Klemmlängen 6,4 mm und 10 mm der Al-LB-Ba- und Al-LB-D-Proben

ergeben sich ebenfalls aus der Verfügbarkeit der Bleche. Sie genügen der

Norm ABS 0548-3-5 und ABS 0548-3-7. Die Klemmlänge wird hier erreicht

durch zwei Bleche mit jeweils einer Dicke von 3,3 mm für die Al-LB-Ba-Proben

bzw. 5,2 mm für die Al-LB-D-Proben.

Auf die genaue Geometrie der Blechproben sowie auf die Beschreibung der

Airbus-Norm wird im folgenden Kapitel ausführlich eingegangen.

Aus den Testmatrizen I und II und der Verfügbarkeit des Materials ergibt sich

folgende Gesamtaufstellung nach ABS 0548 und ABS 0549:

Bz

Nenndurch-messer Bolzen [mm]

Klemmlänge [mm] Nietkopf Passung Test Lockbolt

A

4,8

5,0

gesenkt

Übermaß Installation +

Scherzugversuch

ABS 0548-3-4

Fa 5,0 Übergangs- Installation +

Scherzugversuch

Ca 6,2 (max) Übermaß Installation +

Scherzugversuch

E 5,0 universal Übermaß Installation +

Scherzugversuch ABS 0549-3-4

Ba 6,6

gesenkt Übermaß

Installation + Scherzugversuch ABS 0548-3-5

D 10,4 Übermaß Installation +

Scherzugversuch ABS 0548-3-7

Ga 5,5 6,4 gesenkt Übermaß- Installation ABS 0548-3A-5

Gb 6,3 6,4 gesenkt Übergangs- Installation ABS 0548-4-5

A

4,8

5,0 gesenkt Übermaß

Kopfzugversuch

ABS 0548-3-4

Fa 5,0 gesenkt Übergangs- ABS 0548-3-4

E 5,0 universal Übermaß ABS 0549-3-4

Ca 6,2 (max) gesenkt Übergangs- ABS 0548-3-4

Tabelle 7: Gesamtaufstellung über die Versuche der Al-LB-Systeme



22

4.3 Lockbolt-Verbindung und Versuchsvorbereitung

Der hier verwendete Referenz – Lockbolt trägt die Bezeichnung ABS 0548 VHK

3-04. Daraus lässt sich erkennen, dass es sich um einen Titan-Lockbolt mit

einer Hi-Kote Beschichtung handelt (VHK). Die erste Ziffer bezeichnet den

Nenndurchmesser (in diesem Fall 4,8 mm) und die zweite Zahl steht für die

Länge, bzw. den Klemmbereich. Bei der Zahl 04 handelt es sich um einen

Lockbolt mit dem Klemmbereich von 4,8 mm bis 6,35 mm. Desweiteren werden

Passniete mit dem Klemmbereich von 6,38 mm bis 7,92 mm (Bezeichnung 05)

und mit dem Bereich 9,55 mm bis 11,13 mm (07) für die experimentelle

Untersuchung eingesetzt.

Wie in der Testmatrix schon beschrieben, handelt es sich um einen Lockbolt mit

100° Senkkopf als Pull-Typ. In Abbildung 9 ist dieser Lockbolt mit dem

zugehörigen Collar zu sehen.

Abbildung 9: Lockbolt des Typs ABS 0548 VHK 3-04 mit Collar [3]

Bei dem Werkstoff handelt es sich um eine Titan-Knetlegierung mit der

Bezeichnung TiAl6V4 nach der Norm DIN 17851. Dieser Werkstoff ist eine

hochfeste Legierung mit einer hohen Korrosionsbeständigkeit gegenüber

oxidierenden Säuren, Chloridlösungen und Spannungsriss- und

Lochkorrosionen bei einer Dichte von 4,43g/cm³. Er ist zudem warmaushärtbar

[17].

Die Hi-Kote 1-Beschichtung des Lockbolts ist eine auf Phenolharz-basierender

Aluminiumbeschichtung, die ebenfalls sehr korrosions- und

temperaturbeständig ist. Sie ist außerdem resistent gegen Treibstoffe,

Hydraulik-Flüssigkeiten und Lösungsmittel [15].

Der Collar mit der Bezeichnung ASNA 2025-3 hat ebenfalls einen

Nenndurchmesser von 4,8 mm, was durch die Ziffer 3 beschrieben ist.



23

Er besteht aus einer Aluminium-Knetlegierung mit der Bezeichnung EN AW-

2024 T42 nach der Norm DIN EN 573.

Für die Lockbolts mit größerem Nenndurchmesser werden Collar nach ASNA

2025-3A und ASNA 2025-4 verwendet.

Der Collar-Werkstoff ist eine AlCuMg-Legierung, die lösungsgeglüht aus dem

weichgeglühten Zustand und kaltausgelagert wurde. Ihre mechanischen

Eigenschaften nach der Norm DIN EN 485-2 sind in Tabelle 8 dargestellt.

Legierung EN AW-2024 [Al Cu4Mg1] T42 T351

Nenndicke 0,4-6,0 mm 1,5-3,0 mm 3,0-6,0 mm

Zugfestigkeit Rm MPa 425 435 440

Dehngrenze Rp0,2 MPa 260 290 290

Bruchdehnung A50mm % 15 14 14

Härte HBW 119 123 124

Dichte Kg/dm³ 2,7

E-Modul N/mm² 70000

Querkontraktionszahl 0,34

Tabelle 8: Probenmaterial und -geometrie [2c] [8]

Die zu verbindenden Bleche werden ebenfalls aus der Aluminium-Knetlegierung

Al 2024 hergestellt. Die Legierung unterscheidet sich von dem Material des

Collars nur hinsichtlich der Wärmebehandlung. Hier gilt der Zusatz T351. Er

steht für einen lösungsgeglühten, kaltumgeformten und kalt ausgelagerten

Werkstoff. Außerdem lässt sich daraus lesen, dass der Werkstoff durch Recken

entspannt und nicht nachgerichtet wurde. Dieser Werkstoff besitzt eine höhere

Festigkeit als die Legierung des Collars.

Für die Durchführung der Versuche sollen die Bedingungen möglichst der

realen Verarbeitung entsprechen. Daher werden die Bleche aus Gründen des

Oberflächenschutzes mit Weinsäure anodisiert und anschließend mit einem

Grundlack versehen.

Die Durchführung der Scherzug- und Kopfzugversuche soll nach der „National

Aerospace Standard Method“, der NASM 1312-4 bzw. 1312-8 erfolgen.

In dieser Anweisung ist die Probengeometrie von dem Bolzendurchmesser

abhängig, daher muss zunächst die korrekte Abmessung der Proben für die



24

verschiedenen Passniete, wie in den folgenden Abbildungen dargestellt,

ermittelt werden.

Abbildung 10: Scherzugversuch – Probe nach NASM 1312-4

Daraus ergaben sich folgende Probengeometrien:




25


Die „Doubler“ an den Enden, vgl. Abbildung 10, werden auf die Streifen

aufgeklebt, um eine gerade Einspannung zu ermöglichen. Sie dienen nur zur

Erleichterung der Durchführung des Versuchs und sind für die Ermittlung der

Werte nicht relevant.

Abbildung 13 zeigt ein Beispiel für die Bezeichnung nach der in Kapitel 4.1

beschriebenen Nomenklatur.

Abbildung 13: Beispiel für eine Probenbezeichnung nach Nomenklatur



26

4.4 Versuchsdurchführung

Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen werden Installations-,

Scherzug- und Kopfzugversuche durchgeführt.

Bei der Installation werden für den Setzprozess der Nietverbindungen Kraft-

Weg-Verläufe dieser Verbindungen aufgenommen und jeweils für eine

Versuchsreihe ein Schliffbild erstellt. Bei den restlichen Verbindungen wird die

Collar-Geometrie sowie der Nietkopfüberstand vermessen.

Die Scherzug- und Kopfzugversuche werden nach der Norm NASM 1312-4

bzw. NASM 1312-8 durchgeführt und dokumentiert.

Jedes Blech einer Probe erhält als Bezeichnung eine Kombination von

Buchstaben und Zahlen, die für die Merkmale der jeweiligen Verbindung steht

und deren Bedeutung der Testmatrix I und II, der Nomenklatur aus Kapitel 4.1

und der Abbildung 13 zu entnehmen ist.

4.4.1 Lockbolt-Installationen

Zur Installation dient normalerweise das Lockbolt-Setzgerät Huck 230. Da sich

an diesem Setzgerät aber keine Möglichkeit zur Aufnahme von Kraft-Weg-

Verläufen befindet, wird für die Installation das Blindniet-Setzgerät Taurus 4 der

Firma GESIPA verwendet. An diesem Gerät befindet sich ein Aufnehmer für die

Setzkraft und einer für den Installationsweg, die mit Hilfe eines USB-

Anschlusses an einem PC visualisiert werden können. Beide Setzgeräte

werden mit Druckluft angesteuert.

Technische Daten GESIPA Taurus 4 Standardblindniete mm bis 6,4 Gewicht kg 2,5 Betriebsdruck bar 5-7 Gerätehub mm 19 Setzkraft bei 5bar N 20000 Schlauchanschluss mm 6 Luftverbrauch Nl/Niet 4,8 Geräuschemission Lpa dB 79

Tabelle 9: Technische Daten der Taurus 4



27

Abbildung 14: Setzwerkzeuge

Da bei den beiden Setzgeräten die Aufnahmen für die Mundstücke nicht

identisch sind, muss ein Adapter eingefügt werden, der es ermöglicht, das

Mundstück von dem Lockbolt-Setzgerät mit dem Blindniet-Setzgerät zu

kombinieren. Dieser Adapter muss speziell für diesen Fall nach der folgenden

Abbildung angefertigt werden.

Abbildung 15: Adapter-Geometrie

Der gesamte Setzprozess, von der Vorbereitung der Nietmaterialien bis hin zu

dem Prüfen der gesetzten Verbindung, ist in der AIRBUS-Fertigungsvorschrift

80-T-34-5812 festgelegt. Die folgenden Arbeitsschritte wurden gemäß dieser

Vorschrift ausgeführt.

Die Nietbohrungen werden mit einem Bohrsenker 4,74mm hergestellt. Dies

ermöglicht das Herstellen der Bohrung und der Senkung in einem Arbeitsschritt.

Material: S235JR

Rm: 370-470 N/mm²

Re: 235 N/mm²

A: 26%



28

Anschließend werden die Durchmesser der Bohrungen bei 0° und bei 90°

gemessen und dokumentiert. Die Durchmesser der Passniete werden ebenfalls

im Klemmbereich bei 0° und bei 90° gemessen. Die Daten sind der Anlage IV

und V im Anhang zu entnehmen.

Zum Setzen wird der Passbolzen mit Hilfe eines Alu-Dorns in die Passung

eingeschlagen, Abbildung 16. Anschließend wird der Collar auf den Lockbolt

geschoben und die Probe mit dem Klemmbereich auf das Mundstück des

Setzgerätes aufgesteckt und die Verbindung gesetzt. Für jede gesetzte

Verbindung wird der Nietkopfüberstand gemessen, sowie ein Kraft-Weg/Kraft-

Zeit-Verlauf aufgezeichnet. Die Daten der Nietkopfüberstände sind der Anlage

VI im Anhang zu entnehmen.

Abbildung 16: Einsetzen des Passbolzens durch Einschlagen [2a]

4.4.2 Scherzugversuche

Die wichtigste mechanische Werkstoffprüfung ist der Zugversuch, da die

auftretenden Erscheinungen zumindest qualitativ auf andere

Beanspruchungsarten übertragen werden können.

Für die Scherzugversuche aus der Testmatrix wird die Materialprüfmaschine

Z100/TL3A, Baujahr 1997, der Firma Zwick GmbH & Co. KG verwendet.



29

Diese Maschine kann für Zug- und Druckprüfungen im Bereich von 200 N bis

100 kN eingesetzt werden.

Sie kann ebenfalls für Dehnungsmessungen im Bereich von 0,02 mm bis 50

mm der Klasse 0,5 eingesetzt werden. Anlage VII im Anhang erläutert die

Klasseneinteilung von Längenänderungs-Messeinrichtungen.

Die Maschine besteht im Wesentlichen aus dem Sockel mit Spindelantrieb,

Führungssäulen, Kugelgewindespindeln, einer feststellbaren und einer

fahrbaren Traverse. Es stehen außerdem zwei Kraftaufnehmer zur Verfügung

(bis 2 kN bzw. bis 100 kN), welche die physikalisch Kraft in eine elektrisch

messbare Spannung umwandeln.

Maximale Prüfkraft (Zug bzw. Druck) 100 kN Traversengeschwindigkeit 0,001 mm/min bis 200mm/min Genauigkeit der eingestellten Antriebsgeschwindigkeit 1% Wegauflösung des Antriebs 0,0083 µm Positionier-Wiederholgenauigkeit ± 2 µm Nennkraft Fnom 100 kN Bruchkraft FB >300% von Fnom

Tabelle 10: Technische Daten der Zugprüfeinrichtung Zwick 100 [6]

Die Scherzugprobe wird mit beiden Enden in die Maschine eingespannt. Die

Belastung erfolgt mittels der verfahrbaren Traverse, die mit einer

kontinuierlichen Geschwindigkeit von 1,5 mm/min die Probe belastet. Bei

Erreichen der erwarteten Steckgrenze wird die Probe auf ungefähr 20% der

erwarteten Kraft entspannt und anschließend wieder bis zum Versagen der

Probe belastet. Eine typische Kraft-Weg-Kurve eines Scherzugversuches ist in

Anlage VIII im Anhang dargestellt [NASM 1312-4].

Der gesamte Prozess wird in einem Kraft-Weg-Diagramm festgehalten. Das

Entlasten der Probe zeichnet sich in dem Diagramm durch eine Schleife aus.

Hat man die Probe oberhalb der tatsächlichen Dehngrenze der Nietverbindung

entlastet, bildet sich beim erneuten Belasten ein anderes Modul als beim

Entlasten. Um die tatsächliche Dehngrenze nun zu bestimmen, wird die zweite

entwickelte Steigung nun solange in Richtung Ursprung verschoben, bis der

Abstand auf der X-Achse zur Ordinate dem entspricht, der für diese Verbindung

vorgeschrieben ist (0,04 x Nenndurchmesser des Bolzen).



30

Der Versuch wurde mit vier verschiedenen Blechdicken durchgeführt, um die

geforderten Klemmlängenbereiche laut der Testmatrix zu erfüllen. Wie bereits in

Kapitel 4.2 erläutert, wurden die Blechdicken an die Verfügbarkeit des Materials

angepasst. Die angepassten Werte sind in der folgenden Tabelle aufgelistet.

Die genauen Maße aller Bleche sind der Anlage IX im Anhang zu entnehmen.

Probenbezeichnung Nenn-Blechdicke [mm] Nietdurchmesser [mm] A 2,50 (x 2 = 5,00) 4,80 Ba 3,30 (x 2 = 6,60) 4,80 Ca 3,10 (x 2 = 6,20) 4,80 D 5,20 (x 2 = 10,40) 4,80 E 2,50 (x 2 = 5,00) 4,80 Fa 2,50 (x 2 = 5,00) 4,80 Ga 3,30 (x2 = 6,60) 5,50 Gb 3,30 (x2 = 6,60) 6,30

Tabelle 11: Bleche der Scherzugproben

4.4.3 Kopfzugversuche

Für die Kopfzugversuche wird ebenfalls die Materialprüfmaschine Z100/TL3A,

Baujahr 1997, der Firma Zwick GmbH & Co. KG verwendet. Die

entsprechenden Bleche werden nach der Fertigungsnorm NASM 1312-8

zugeschnitten. Die Abmaße sind der folgenden Skizze zu entnehmen.

Abbildung 17: Kopfzugversuch – Probe nach NASM 1312-8 (in mm)



31

Nach dem Zuschneiden der Bleche werden jeweils zwei Bleche über eine

Lockbolt-Verbindung gesetzt. Der Setzprozess ist der gleiche wie in Kapitel

4.4.1 bereits beschrieben. Es ist darauf zu achten, dass die beiden Bleche

zueinander um 45° versetzt angeordnet sind, um in folgende Apparatur

eingespannt werden zu können:

Abbildung 18: Kopfzugversuchs-Apparatur nach NASM 1312-8

Der Versuch wurde mit drei verschiedenen Blechdicken durchgeführt, um die

geforderten Klemmlängenbereiche laut der Testmatrix zu erfüllen. Wie bereits in

Kapitel 4.2 erläutert, wurden die Blechdicken auch hier an die Verfügbarkeit des

Materials angepasst. Die angepassten Werte sind in der folgenden Tabelle

aufgelistet:

Probenbez. Nenn-Blechdicke [mm] Bohrsenker Nietdurchmesser [mm] A 2,50 (x 2 = 5,00) 4,79 mm 4,80

Ca 3,10 (x 2 = 6,20) 4,79 mm 4,80 Fa 2,50 (x 2 = 5,00) 4,74 mm 4,80

Tabelle 12: Bleche der Kopfzugproben



32

4.5 Versuchergebnisse

In diesem Kapitel werden die Ergebnisse der experimentellen Untersuchungen

zusammengetragen. Neben charakteristischen Kraft-Weg-Verläufen jeder

Probenreihe in Form von Diagrammen werden ebenfalls detaillierte Kraft-Weg-

Verläufe einzelner Proben analysiert und mit entsprechenden Bildbeispielen

erläutert. So soll zum einen deutlich werden, wie der Installationsprozess durch

eine Parameteränderung der Lockbolt-Verbindung beeinflusst wird, zum

anderen die damit verbundenen Auswirkungen auf die Bruchlasten nach

Scherzug- bzw. Kopfzugbelastung.

4.5.1 Lockbolt-Installationen

Diagramm 1 zeigt exemplarisch den Kraft-Weg-Verlauf während der Installation

für ausgewählte Proben. Es ist jeweils eine charakteristische Kurve jeder

Probenreihe dargestellt. Alle anderen Proben jeder Reihe sind aus Gründen der

Übersichtlichkeit hier nicht dargestellt, aber der Anlage X im Anhang zu

entnehmen.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Referenz-Verbindung

Klemmlänge = 6,6 mm

max. Klemmlängenbereich


Übergangspassung

Diagramm 1: Kraft-Weg-Vergleich während der Installation für verschiedene Lockbolt-Fügevarianten



33

Das Diagramm1 soll deutlich machen, dass die Lockbolt-Verbindungen bei

einer Maximalkraft von ca. 11.000 N gesetzt werden. Bei dieser Maximalkraft

reißt der Abreißbolzen des Lockbolts ab und der Fügeprozess ist damit

beendet.

Deutlich wird aber auch, dass die Maximalkräfte bei einer Parameteränderung

der Lockbolt-Verbindung in einem Umfang von etwa 600 N variieren. So liegt

die Abreißkraft eine Lockbolt-Verbindung mit Übergangspassung bei 10.733 N,

während diese 11.302 N beträgt, wenn eine Verbindung mit einer Klemmlänge

von 6,6 mm betrachtet wird.

Auch die Abreißwege werden durch entsprechende Parameteränderungen

beeinflusst. So reißt der Bolzen einer Verbindung, die im maximalen

Klemmlängenbereich gesetzt wird, bei 5,67 mm Wegänderung, wo hingegen

nur eine Wegänderung von 4,73 mm erreicht wird, wenn die Verbindung als

Übergangspassung gesetzt wird.

Die Kraft-Weg-Verläufe aus Diagramm 1 sind allerdings auch kritisch zu

betrachten. Die Kraft-Aufzeichnung beginnt erst bei ca. 1000 Newton, was mit

der Voreinstellung der Kraftmessdose zu tun hat. Ebenfalls kritisch zu sehen ist

der Kurvenverlauf nach dem Abreißen des Bolzen. Die Kraft müsste hier sofort

auf Null zurückgehen, so wie in Diagramm 2 der Kraft-Zeit-Verlauf beweist.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 20,0 40,0 60,0 80,0 100,0 120,0

Zeit in ms

Kra

ft in

N

Referenz-Verbindung


max. Klemmlängenbereich


Übergangspassung

Diagramm 2: Kraft-Zeit-Vergleich während der Installation für verschiedene Lockbolt-Fügevarianten



34

Dies hängt mit der Aufnahme von nur drei bis fünf Messpunkten nach dem

Abreißen zusammen. Die Elastizität der Werkzeugbauteile, z. B. der

Adapterstücke, führt dazu, dass nach dem Abreißen des Bolzen die Kraft nur

langsam auf Null zurückgeht, was mit dem Messaufnehmer nicht korrekt

aufgezeichnet werden kann. Diese Erkenntnisse müssen nachher für den

Vergleich mit der Simulation berücksichtigt werden. Alle Installationskurven

können nach dem Abreißvorgang „abgeschnitten“ werden, da der weitere

Verlauf also keinen realen Zustand darstellt. In der Anlage X im Anhang sind

alle Installationsverläufe bereits korrigiert dargestellt.

Nach dem Setzprozess werden ebenfalls die Collar aller verfügbaren Proben

vermessen. Für die Vermessung wird ein Mikroskop verwendet, welches an ein

Computerprogramm angeschlossen ist. Die geringe Größe und die

Unhandlichkeit der installierten Proben führen dazu, dass eine Messung mit

einem normalen Messschieber zu ungenau bzw. in Axialrichtung gar nicht

möglich wäre.

Als Mikroskop wird ein OLYMPUS SZ61 verwendet, welches als

Stereomikroskop auch mit einem Adapter für Digitalkameras ausgestattet ist,

Abbildung 19. Als Software dient „ANALYSIS“, ebenfalls von OLYMPUS. Mit

dieser Vermessungs-Software lässt sich die im Mikroskop eingespannte Probe

digitalisieren. Dazu wird ein Foto aufgenommen, welches auf dem Bildschirm

vergrößert dargestellt und mit Hilfe einer Messeinrichtung an beliebigen

Punkten vermessen werden kann.

Abbildung 19: OLYMPUS SZ61



35

Die gewählten vier Vermessungspunkte sind in Abbildung 20 dargestellt.

Abbildung 20: Definition der Messgrößen am Collar

Ermittelt wurden jeweils die Außendurchmesser d und D, sowie die

Gesamthöhe H und die gestauchte Höhe h des Collars. Die Mittelwerte für alle

vermessenen Punkte sind in Tabelle 13 aufgeführt.

Trotz exakter Kalibrierung der Kamera sind die Messergebnisse der Collar-

Vermessung streuungsbehaftet. Die Konturkanten des Collars werden per

Mausklick angewählt. Dabei verursacht ein Pixelsprung bereits eine Differenz

von 10 µm. Das liegt zwar im Toleranzbereich der Kamera, kann aber in

Kombination mit der ungenauen Konturauswahl zu einem Fehler von bis zu 3%

führen.

Das SZ61 hat einen Vergrößerungsbereich von 6,7x bis 45x, bei Verwendung

eines 10x Okulars. Hauptsächlich in niedriger Vergrößerung, bei 6,7x bis 27x,

treten Messungenauigkeiten auf. Tests haben gezeigt, dass eine mittlere bis

hohe Vergrößerung die wenigsten Fehler verursacht.



36

Minimaler Klemmbereich/

Presspassung*

(Probenreihe A)

Maximaler Klemmbereich/

Presspassung*

(Probenreihe Ca)

D 6,971 mm Min: 6,915 mm

D 6,986 mm Min: 6,949 mm

Max: 7,027 mm Max: 7,022 mm

d 6,100 mm Min: 6,063 mm

d 6,119 mm Min: 6,119 mm

Max: 6,125 mm Max: 6,119 mm

H 5,954 mm Min: 5,867 mm

H 6,080 mm Min: 6,063 mm

Max: 6,052 mm Max: 6,102 mm

h 1,397 mm Min: 1,318 mm

h 0,627 mm Min: 0,572 mm

Max: 1,542 mm Max: 0,701 mm

* Anzahl gemessener Collar: 8 * Anzahl gemessener Collar: 2

Klemmlänge = 10 mm/

Presspassung*

(Probenreihe D)


Übergangspassung*

(Probenreihe Fa)

D 6,971 mm Min: 6,943 mm

D 7,011 mm Min: 7,011 mm

Max: 6,999 mm Max: 7,011 mm

d 6,074 mm Min: 6,063 mm

d 6,094 mm Min: 6,085 mm

Max: 6,085 mm Max: 6,102 mm

H 5,859 mm Min: 5,850 mm

H 6,038 mm Min: 5,956 mm

Max: 5,867 mm Max: 6,119 mm

h 0,790 mm Min : 0,679 mm

h 1,501 mm Min : 1,436 mm

Max : 0,897 mm Max : 1,554 mm


Nenndurchmesser des

Bolzen = 5,6 mm*

(Probenreihe Ga)

Nenndurchmesser des

Bolzen = 6,4 mm*

(Probenreihe Gb)

D 8,042 mm Min: 7,990 mm

D 9,163 mm Min: 9,090 mm

Max : 8,090 mm Max : 9,210 mm

d 7,074 mm Min: 7,040 mm

d 8,203 mm Min: 8,040 mm

Max: 7,090 mm Max: 8,190 mm

H 7,131 mm Min: 7,040 mm

H 7,198 mm Min: 7,045 mm

Max: 7,250 mm Max: 7,395 mm

h 1,888 mm Min: 1,795 mm

h 2,131 mm Min: 1,910 mm

Max: 1,970 mm Max: 1,365 mm


Tabelle 13: Collar-Maße nach der Installation

Die Messergebnisse sollten auf jeden Fall mit den Messergebnissen aus den

Schliffbildern verglichen werden.

Abbildung 21 zeigt die Mikroskop-Aufnahme einer exemplarischen Collar-

Vermessung mit der Vermessungssoftware.



37

Abbildung 21: Mikroskop-Aufnahme des Collars der Probe mit variiertem Nenndurchmesser (= 5,6 mm) des Bolzen (Probe Al-LB-Ga-S1-2)

4.5.2 Scherzugversuche

Für jede Probenvariante wurden 5 bis 7 Versuche durchgeführt. Die

unterschiedlichen Bruchlasten und die Versagensart der jeweiligen Proben sind

in der folgenden Tabelle dargestellt:

Probenbezeichnung Bruchlast [N] Versagensart

A-IS1-1/A-IS1-2 19.398,83 Blechabscherung (Shear-out-Failure) A-IS2-1/A-IS2-2 20.305,82 Blechabscherung (Shear-out-Failure) A-IS3-1/A-IS3-2 20.585,57 Blechabscherung (Shear-out-Failure) A-IS4-1/A-IS4-2 19.048,54 Blechabscherung (Shear-out-Failure) A-IS5-1/A-IS5-2 20.493,25 Blechabscherung (Shear-out-Failure) A-IS6-1/A-IS6-2 20.295,89 Blechabscherung (Shear-out-Failure)

Ø 20,0 kN

Ba-IS1-1/Ba-IS1-2 22.992,30 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ba-IS2-1/Ba-IS2-2 23.077,82 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ba-IS3-1/Ba-IS3-2 22.69742 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ba-IS4-1/Ba-IS4-2 22.444,86 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ba-IS5-1/Ba-IS5-2 22.862,19 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ba-IS6-1/Ba-IS6-2 22.847,73 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure)

Ø 22,8 kN



38

Ca-IS1-1/Ca-IS1-2 20.520,77 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS2-1/Ca-IS2-2 20.632,00 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS3-1/Ca-IS3-2 20.270,76 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS4-1/Ca-IS4-2 20.307,51 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS5-1/Ca-IS5-2 20.400,17 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS6-1/Ca-IS6-2 20.399,04 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Ca-IS8-1/Ca-IS8-2 20.312,62 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure)

Ø 20,4 kN

D-IS1-1/D-IS1-2 29.202,56 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) D-IS2-1/D-IS2-2 28.276,99 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) D-IS3-1/D-IS3-2 28.430,47 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) D-IS4-1/D-IS4-2 28.932,87 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) D-IS5-1/D-IS5-2 29.501,99 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) D-IS6-1/D-IS6-2 28.733,41 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure)

Ø 28,8 kN

Fa-IS1-1/Fa-IS1-2 18.647,96 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Fa-IS2-1/Fa-IS2-2 20.051,20 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Fa-IS3-1/Fa-IS3-2 19.138,81 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Fa-IS4-1/Fa-IS4-2 19.921,95 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Fa-IS5-1/Fa-IS5-2 19.355,33 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Fa-IS6-1/Fa-IS6-2 19.172,26 Blechabscherung (Shear-out-Failure)

Ø 19,4 kN

Ga-IS1-1/Ga-IS1-2 31.059,51 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Ga-IS2-1/Ga-IS2-2 31.492,36 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Ga-IS3-1/Ga-IS3-2 31.517,09 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Ga-IS4-1/Ga-IS4-2 31.244,32 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Ga-IS5-1/Ga-IS5-2 31.308,07 Blechabscherung (Shear-out-Failure)

Ø 31,3 kN

Gb-IS1-1/Gb-IS1-2 33.547,22 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Gb-IS2-1/Gb-IS2-2 34.745,62 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Gb-IS3-1/Gb-IS3-2 35.674,03 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Gb-IS4-1/Gb-IS4-2 35.979,89 Blechabscherung (Shear-out-Failure) Gb-IS5-1/Gb-IS5-2 33.392,02 Collar-Versagen (Collar-Fracture-Failure) Gb-IS6-1/Gb-IS6-2 36.116,46 Blechabscherung (Shear-out-Failure)

Ø 34,9 kN

Tabelle 14: Übersicht über die Bruchlasten und Versagensarten der verschiedenen Probenreihen nach Scherzugversuch

Anhand der Tabelle 14 lassen sich bei den Scherzugversuchen zwei

unterschiedliche Versagensmodi feststellen:



39

Zum einen die Blechabscherung, zum anderen das Collar-Versagen. Welches

Versagen auftritt, richtet sich nach dem Nietdurchmesser, der Klemmlänge und

der Passung.

Auffällig ist, dass die Referenzverbindung ausschließlich durch

Blechabscherung versagt, sowie die Variante Al-LB-Ga, bei der die

Klemmlänge auf 6,4 mm und der Bolzendurchmesser auf 5,5 mm vergrößert

wurden.

Die Varianten Al-LB-Ca (maximaler Klemmlängenbereich), Al-LB-Ba

(Klemmlänge 6,6 mm) und Al-LB-D (Klemmlänge 10,4 mm) zeigen

ausschließlich Collar-Versagen. Die Varianten Al-LB-Fa und Al-LB-Gb, die mit

eine Übergangspassung gefügt wurden, zeigen beide Versagensmodi.

Abbildung 22 zeigt ein Beispiel für den Versagensmodus Blechabriss,

Abbildung 23 ein Beispiel für Collar-Versagen.

Abbildung 22: Blechabscherung nach Scherzug an Probe Al-LB Fa-2-1/Fa-2-2

Abbildung 23: Collar-Versagen nach Scherzug an Probe Al-LB Ca-4-1/Ca-4-2



40

Die Bruchlasten der Proben einer jeweiligen Probenreihe sind untereinander

nur wenig streuungsbehaftet. Bei den Probenreihen mit variierter Klemmlänge

zeichnen sich mit größerer Klemmlänge auch höhere Bruchlasten ab. So wird

z. B. bei der Variante Al-LB-D, die mit einer Klemmlänge von 10,4 mm gefügt

wurde, eine mittlere Bruchlast von 28,8 kN erreicht, gegenüber 20,0 kN der

Referenzverbindung, die eine Klemmlänge von 5,0 mm aufweist.

Diagramm 3 zeigt den Kraft-Weg-Verlauf aller sechs Referenz-Proben.

0

5000

10000

15000

20000

25000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

A-S1

A-S2

A-S3

A-S4

A-S5

A-S6

Diagramm 3: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A nach Scherzug

Die höchsten Bruchlasten werden bei Variante Al-LB-Gb erreicht. Die

Klemmlänge ist hier 6,4 mm und der Bolzendurchmesser 6,3 mm. Die mittlere

Bruchlast dieser Variante beträgt 34,9 kN.

Auch mit der Variante Al-LB-Ba, bei der die Klemmlänge 6,6 mm beträgt, lassen

sich höhere Bruchlasten feststellen als bei der Referenz-Verbindung. Diagramm

4 zeigt den Kraft-Weg-Verlauf dieser Probenreihe.

In Diagramm 5 ist der Kraft-Weg-Verlauf für die Variante mit

Übergangspassung dargestellt. Die Bruchlasten dieser Variante liegen im

Schnitt 1 kN niedriger als die der Referenz-Verbindung (Presspassung).

Shear-out-Failure



41

0

5000

10000

15000

20000

25000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0

Weg in mm

Kra

ft in

NBa-S1

Ba-S2

Ba-S3

Ba-S4

Ba-S5

Ba-S6

Diagramm 4: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ba [Klemmlänge = 6,6 mm] nach Scherzug

0

5000

10000

15000

20000

25000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Fa-S1

Fa-S2

Fa-S3

Fa-S4

Fa-S5

Fa-S6

Diagramm 5: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Fa [Übergangspassung]

nach Scherzug

Alle hier nicht dargestellten Kraft-Weg-Verläufe der übrigen Varianten, sowie

Bildbeispiele zum jeweiligen Versagensmodus, sind im Anhang XI dargestellt.

Collar-Fracture-Failure

Collar-Fracture-Failure Shear-out-Failure



42

Zusammenfassend lässt sich also aussagen, dass bestimmte

Parameteränderungen an der Referenzverbindung die Versagensart und die

Bruchlast der jeweiligen Verbindung erheblich beeinflussen.

Entscheidend sind die Wahl des Lockbolts, die Klemmlänge und damit die

Dicke der Verbindung, sowie die Passung.

Durch die Wahl einer Presspassung lässt sich in jedem Fall die Bruchlast

steigern und der Versagensmodus besser vorhersagen.

Allgemein gilt: Bei gleichzeitiger Vergrößerung der Bolzendurchmesser und der

Klemmlänge lassen sich die höchsten Bruchlasten erzielen. Welche Variante

letztlich am Günstigsten ist muss im Einzelfall geprüft werden und ist abhängig

von den Anforderungen an die Lockbolt-Verbindung.

Für die Lockbolts mit Universalkopf der Probenreihe Al-LB-E sind an dieser

Stelle im Rahmen der Testmatrix noch Versuche durchzuführen. Durch

Lieferverzögerungen des Materials muss auf die Untersuchung dieser Lockbolt-

Variante im Rahmen dieser Arbeit verzichtet werden.

4.5.3 Kopfzugversuche

Für die Bruchlast und den Versagensmodus nach Kopfzugbelastung ist vor

allem die Tragfähigkeit der Lockbolt-Collar-Verbindung entscheidend.

Vermutungen, dass nach Kopfzugbelastung die Lockbolts und Collar stärker in

Mitleidenschaft gezogen werden, lassen sich durch die Experimente bestätigen.

Es treten drei neue Versagensmodi auf: Flansch-Scherung, Bolzenschaft-

Versagen und Kopf-Scher-Versagen. Eine Übersicht über die drei

Versagensmodi liefert Abbildung 24.

Abbildung 24: Übersicht über die Versagensmodi am Lockbolt nach Kopfzug

Die nachfolgende Tabelle zeigt einen Überblick über die unterschiedlichen

Bruchlasten und die Versagensarten der jeweiligen Proben nach

Kopfzugbelastung.



43

Proben-bezeichnung

Bruchlast [N]

Versagensart

A-K1-1/A-K1-2 6619,74 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure) A-K2-1/A-K2-2 7021,74 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure) A-K3-1/A-K3-2 6820,83 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure) A-IS4-1/A-K4-2 6580,88 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) A-K5-1/A-K5-2 6539,75 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) A-K6-1/A-K6-2 6892,27 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure)

Ø 6745,9 Ca-K1-1/Ca-K1-2 8770,90 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Ca-K2-1/Ca-K2-2 7746,64 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Ca-K3-1/Ca-K3-2 7482,64 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Ca-K4-1/Ca-K4-2 7345,50 Kopf-Scher-Versagen (Head-Shear-Failure) Ca-K5-1/Ca-K5-2 7695,06 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Ca-K6-1/Ca-K6-2 7531,78 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure)

Ø 7762,1

Fa-K1-1/Fa-K1-2 6812,12 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure) Fa-K2-1/Fa-K2-2 6949,52 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Fa-K3-1/Fa-K3-2 6891,18 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure) Fa-K4-1/Fa-K4-2 6745,60 Kopf-Scher-Versagen (Head-Shear-Failure) Fa-K5-1/Fa-K5-2 7026,32 Flansch-Scherung (Flange-Shear-Failure) Fa-K6-1/Fa-K6-2 6890,49 Bolzenschaft-Versagen (Shank-Tension-Failure)

Ø 6885,9

Tabelle 15: Übersicht über die Bruchlasten und Versagensarten der verschiedenen Probenreihen nach Kopfzugversuch

Abbildung 25 zeigt eine Kopfzugprobe der Probenreihe Al-LB-Fa

(Übergangspassung) nach dem Zugversuch.

Abbildung 25: Probe Fa-K3-1/Fa-K3-2 nach Kopfzug



44

Während die Bleche selbst nur wenig verformt sind, werden die Verbindungen

hauptsächlich durch Nietversagen zerstört.

Die Kraft-Weg-Verläufe der Proben einer jeweiligen Probenreihe liegen sehr

eng zusammen, wie folgendes Beispiel anhand der Probenreihe Al-LB-A zeigt.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0

Weg in mm

Kra

ft in

N A-K1

A-K2

A-K3

A-K4

A-K5

A-K6

Diagramm 6: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A nach Kopfzug

Die mittlere Bruchlast der Referenz-Verbindung beträgt nach Kopfzugbelastung

6745,9 N.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0 10,0 11,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Fa-K1

Fa-K2

Fa-K3

Fa-K4

Fa-K5

Fa-K6

Diagramm 7: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Fa [Übergangspassung]

Flange-Shear-Failure

Shank-Tension-Failure

Head-Shear-Failure

Shank-Tension-Failure

Flange-Shear-Failure



45

Im Kraft-Weg-Verlauf für die Probenreihe Al-LB-Fa besteht, verglichen mit der

Referenz-Verbindung, kaum ein Unterschied. Die Wahl, ob Presspassung oder

Übergangspassung verwendet wird, scheint auf die maximale Bruchlast bei

Kopfzugbeanspruchung also keinen Einfluss zu haben.

Die höchsten Bruchlasten von ca. 7500 N werden mit der Variante Al-LB-Ca

erreicht, die mit maximal gültigem Klemmlängenbereich gefügt wurde. Der

Kraft-Weg-Verlauf dieser Probenreihe ist in Diagramm 8 dargestellt.

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Ca-K1Ca-K2Ca-K3Ca-K4

Diagramm 8: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ca [maximaler Klemmlängenbereich]

Zusammenfassend lässt sich auch bei den Kopfzugversuchen sagen, dass

Bruchlast und Versagensart von der Wahl der Parameter abhängig sind.

Die Collar werden bei den Kopfzugversuchen nicht vom Lockbolt getrennt. Dies

spricht für eine gute Rilleneinformung und damit Verbindung zwischen Lockbolt

und Collar. Auch die Bleche werden bis auf leichte Verformungen nicht zerstört.

Maßgeblich für ein Versagen ist also die Festigkeit des Lockbolts. Die Bruchlast

kann über die Wahl des Klemmlängenbereiches beeinflusst werden.

Auch hier fehlt aufgrund von Lieferverzögerungen des Materials die

Untersuchung der Lockbolt-Variante mit Universalkopf, Probenreihe Al-LB-E.



46

4.5.4 Schliffbilder

Im Rahmen der Untersuchungen wurde jeweils eine Lockbolt-Verbindung einer

Probenreihe anhand des Schliffbildes analysiert.

Hierzu wurden Übersichtsaufnahmen der erstellten Schliffe erstellt. Abbildung

26 zeigt eine solche Übersichtsaufnahme für die Referenz-Lockbolt-

Verbindung. Diese ist später mit den Ergebnissen aus der Simulation zu

vergleichen.

Ebenfalls wurde der Collar vermessen, um einen Vergleich mit den Messdaten

aus der Collar-Vermessung mit dem Mikroskop OLYMPUS SZ61 aus Kapitel

4.5.1 anzustellen. Das gesamte Untersuchungsprotokoll ist der Anlage XII im

Anhang zu entnehmen.

Abbildung 26: Übersichtsaufnahme von Niet 26 einer Referenz-Verbindung (Al-LB-A-7-1/Al-LB-7-2)



47

Abbildung 27: Collar-Vermessung aus der Schliffbildanalyse von Niet 26

Für die Vermessung der Collar-Schliffe wurde das Mikroskop AX70 von

OLYMPUS verwendet. Es ist ein automatisiertes Durchlicht-

Fluoreszenzmikroskop. Der Vergleich der Collar-Vermessung mit dem

Mikroskop SZ61 aus Kapitel 4.5.1 und der Vermessung der Schliffbilder mit

dem Mikroskop AX70 ist in Tabelle 15 am Beispiel der Referenz-Lockbolt-

Verbindung dargestellt.

Die Messdaten zeigen, dass die Maße für die Durchmesser D und d, sowie der

Gesamthöhe H, um 3-4% voneinander abweichen. Bei der gestauchten Höhe h

gibt es eine Abweichung von fast 7%.


Presspassung

(Probenreihe A)


Presspassung

(Probenreihe A)

Vermessung mit OLYMPUS SZ61

Vermessung der Schliffe mit

OLYMPUS AX70

D 6,971 mm +4,0% D 7,263 mm

d 6,100 mm +3,3% d 6,309 mm

H 5,954 mm +3,9% H 6,196 mm

h 1,397 mm +6,9% h 1,500 mm

Tabelle 16: Vergleich der ermittelten Messwerte am Collar mit SZ61 und AX70

D = 7263 µm

d = 6309 µm

h = 1500 µm

H = 6196 µm



48

Dies liegt neben der Messungenauigkeit daran, dass sich bei der Erstellung der

Schliffe die Collar ein wenig aufweiten, weil die Eigenspannungen infolge des

Auftrennens des Collars freigesetzt werden. Außerdem ist es schwierig, die

genaue Schlifflage zu definieren. Idealerweise sollte eine symmetrische

Schlifflage gewählt werden, was jedoch praktisch nicht genau möglich ist.

Mit der Schliffbildanalyse sind die experimentellen Untersuchungen der

Lockbolt-Varianten abgeschlossen.

5 Simulation


49

5 Simulation 5.1 Die Finite-Element-Methode

Die Finite-Element-Methode, kurz FEM, ist heute die am häufigsten verwendete

Methode zur Berechnung komplexer Strukturen im Maschinen- und

Apparatebau, im Bauwesen, sowie in der Fahrzeug-, Luft- und

Raumfahrttechnik. Sie kann überall da eingesetzt werden, wo physikalische

Erscheinungen durch partielle, orts- bzw. zeitabhängige Differentialgleichungen

beschrieben werden können.

Bei der FE-Methode wird eine vorhandene Konstruktion in viele kleine,

analytisch lösbare Teile, sogenannte Finite Elemente, zerlegt bzw. diskretisiert.

Diese Teile bzw. Elemente sind durch End- und Eckpunkte, den sogenannten

Knoten, definiert. Dadurch können komplizierte Geometrien, verschiedene

Lagerbedingungen und bereichsweise unterschiedliche Werkstoffe

berücksichtigt werden. Das mechanische Verhalten kleiner Elemente lässt sich

hinreichend genau beschreiben, so dass die Lösungen auf Elementebene

bekannt sind. Man erhält für jeden Knoten die Verschiebungen und

Verdrehungen und kann daraus die Knotenkräfte, Elementverformungen,

inneren Kräfte und Spannungen bestimmen. Anschließend wird aus den

Einzellösungen unter Berücksichtigung von Gleichgewichts- und

Verträglichkeitsbedingungen die Lösung für das Gesamtsystem ermittelt [10].

Das Prinzip der virtuellen Arbeit spielt bei dieser Vorgehensweise eine große

Rolle. Hierbei wird davon ausgegangen, dass sich das zu betrachtende

mechanische System unter Einwirkung äußerer Kräfte und geometrischer

Bedingungen im Gleichgewicht befindet. Die Summe der gesamten virtuellen

Arbeit δW, welche durch innere δWinnere und äußere δWäussere Kräfte und

beliebige virtuelle Verschiebungen hervorgerufen wird, ist Null. Dieses Prinzip

gilt für jedes Element:

0δWδWδWδW äussereinnere =+==∑ (1)

Nun werden sogenannte Ansatzfunktionen aufgestellt, die so gewählt werden,

dass Dehnungen und Querkräfte am entsprechenden Knoten konstant sind,

Starrkörperverschiebungen beschrieben werden und Übergangsbedingungen

5 Simulation


50

von einem zum nächsten Element erfüllt sind. Die Summe daraus ergibt die

Näherungslösung. Dazu werden diese Verschiebungsansätze in das Integral,

dass sich aus dem Prinzip der virtuellen Arbeit ergibt, dem Arbeitsintegral,

eingesetzt und ausgewertet. Man erhält die Elementsteifigkeitsmatrix [K] und

den Lastvektor {F}. Alle Elementsteifigkeitsmatrizen [K] führen dann zu einer

Gesamtsteifigkeitsmatrix [A] und damit zur Lösung der

Gesamtknotenverschiebungen {d} mit folgendem Ansatz [7]:

}{][}{ dAF ⋅= (2)

Sind die Knotenverschiebungen bekannt, können alle Lagerkräfte,

Schnittgrößen und Spannungen berechnet werden [10].

5.2 Anwendungen der FE-Methode

Die wichtigsten Anwendungsgebiete der FEM in der Strukturmechanik sind

statische und strukturdynamische Berechnungen. Bei statischen Berechnungen

wird zwischen linearer und nichtlineare Statik unterschieden, bei

strukturdynamischen Berechnungen zwischen Eigenschwingungsanalysen,

sowie zwischen Berechnungen im Frequenz- und Zeitbereich. Mit Hilfe der FE-

Methode können Bauteile und Prozesse so optimiert werden, dass Prototypen

und Nachbesserungen in der Fertigung und Produktion so gering wie möglich

gehalten werden können.

5.2.1 Lineare statische Berechnungen

Bei statischen Berechnungen werden keine Einflüsse von Massenkräften

erfasst, außer es handelt sich um Gewichts- oder konstanten Zentrifugalkräften.

Der Belastungsvorgang soll hinreichend langsam, „quasi-statisch“, erfolgen.

5 Simulation


51

Als „quasi-statisch“ können Belastungen dann eingestuft werden, wenn die

Zeitdauer der Lastaufbringung tB länger als das Dreifache der Periodendauer

der kleinsten Struktureigenfrequenz ist [11].

13 TtB ⋅≥ mit 1

11

fT = (3)

worin f1 = 1. Eigenfrequenz und T1 = Periodendauer

Hierfür wird ein lineares Werkstoffgesetz vorausgesetzt, also rein elastisches

Werkstoffverhalten.

Bei homogenem isotropen Werkstoffgesetz werden zwei Werkstoffkonstanten

benötigt,

der Elastizitätsmodul E (engl.: Young’s Modulus) und

die Querkontraktionszahl ν (Poisson’s Ratio).

Der Gleitmodul ist eine abgeleitete Größe und wird bestimmt aus

)1(2 υ+⋅=

EG . (4)

Unter „homogen“ wird eine durchweg gleichartige Materialzusammensetzung

verstanden, die mechanisch nicht in unterschiedliche Werkstoffe zerlegt werden

kann.

Bei orthotropem Werkstoffverhalten sind

- drei Elastizitätsmoduln Ex, Ey, Ez;

- drei Gleitmoduln Gxy, Gyz, Gxz;

- und drei Querkontraktionen νxy, νyz, νxz anzugeben.

Bei vollständig anisotropem Materialverhalten sind zur Aufstellung der

symmetrischen Elastizitätsmatrix 21 Materialkennwerte einzugeben.

5 Simulation


52

5.2.2 Nichtlineare statische Berechnungen

Heutige Berechnungsanforderungen verlangen aber nach einer Methode, die

auch nicht-linear statisches Verhalten komplexer Strukturen möglichst real

wiedergibt.

Als Beispiele sind das Nachbeulverhalten dünnwandiger Schalen, Strukturen

mit großen Verschiebungen, Verzerrungen und wechselnden Randbedingungen

sowie thermische Belastungen zu nennen.

Allgemein unterscheidet man drei wesentliche nichtlineare Eigenschaften:

1. Geometrische Nichtlinearität

z. B. Große Verschiebungen (Dehnungen), große Verzerrungen;

2. Physikalische Nichtlinearität (Material-Nichtlinearität )

z. B. Nichtlinear elastisches oder plastisches Werkstoffverhalten;

3. Strukturelle Nichtlinearität (nichtlineare Strukturdynamik)

z. B. Wechselnder Kontakt mit und ohne Reibung, Rissbildung.

Die Lastaufbringung erfolgt in Teilschritten, in jedem Lastschritt oder Inkrement

werden die Lösungen iterativ erzeugt. Das bekannteste Lösungsverfahren ist

das Newton-Raphson-Verfahren, benannt nach Sir Isaac Newton und Joseph

Raphson [10].

5.2.3 Strukturdynamische Berechnungen

Die rechenintensivsten Formen der Strukturberechnung sind nichtlineare

dynamische Berechnungen im Zeitbereich. Dazu werden die

Differenzialgleichungssysteme der Bewegungsabläufe direkt integriert. Dies

kann explizit oder implizit geschehen. Das Ziel sind die Ermittlung der

Verformungen und der aufgenommenen Verzerrungsenergie von Bauteilen und

Gesamtstrukturen als Funktion der Zeit. So können in jedem Zeitschnitt die

Schnittgrößen und die Spannungen in der Struktur angegeben werden [10].

5 Simulation


53

5.3 Das FEM-Programm ABAQUS 6.7

Das Finite-Element-Programm ABAQUS wird in der vorliegenden Bachelor-

Thesis verwendet und soll deshalb in seinen wesentlichen Merkmalen kurz

diskutiert werden.

Das Programm ist, wie im Übrigen auch die meisten FE-Programme, nach

folgender Struktur aufgebaut:

Abbildung 28: Typische FE-Programmstruktur [10]

ABAQUS zeichnet sich durch eine große interne Bibliothek aus, welche eine

Analyse der wichtigsten Probleme des heutigen Ingenieurwesens möglich

macht. Hierunter fallen z. B. strukturmechanische Probleme, Wärmeleitungs-

berechnungen, gekoppelte Temperatur- und Spannungsberechnungen,

Kontaktprobleme, sowie spezielle Modellierungen linearer- und nichtlinearer

Probleme.

ABAQUS bedient sich ebenfalls einer Vielzahl von Materialdefinitionen und

lässt dem Benutzer auch jegliche Freiheit bei der Wahl der Analyse-Methode.

5 Simulation


54

So kann dieser z.B. zwischen statischer und dynamischer Spannungs-

Dehnungs-Analyse (linear oder nicht-linear) wählen.

Andere in ABAQUS ebenfalls mögliche Analyseprozeduren wären z. B.

gekoppelte Akustik-/Strukturschwingungsanalysen und gekoppelte Temperatur-

/Verschiebungsanalysen, um nur zwei weitere Beispiele zu nennen [18].

In ABAQUS gibt es zwei unterschiedliche Berechnungsmöglichkeiten: Zum

einen das implizite Verfahren mit ABAQUS/Standard und zum anderen das

explizite Verfahren mit ABAQUS/Explicit. Das explizite Lösungsverfahren eignet

sich besonders bei großen Modellen mit einer hohen Anzahl von Elementen,

bei stark dynamischen Vorgängen und bei besonders nichtlinearen Effekten.

Ein Vorteil von ABAQUS/Explicit ist, dass selbst bei großen Modellen

besonders schnell gerechnet werden kann und auch weniger Speicherplatz

benötigt wird, als dieses bei ABAQUS/Standard der Fall wäre. Allerdings muss

bei ABAQUS/Standard ein entsprechend kleiner Zeitschritt gewählt werden,

was zu einer höherer numerischen Stabilität führt, da für jeden Schritt das

komplette Gleichungssystem gelöst wird. Welche Berechnung vom Benutzer

gewählt wird hängt also von vielen Faktoren ab und muss von Fall zu Fall, je

nach Anforderungen und Möglichkeiten, unterschieden werden [1] [11].

Für quasi-statische Probleme eignen sich beide Verfahren gleichermaßen.

5.3.1 Vorgehensweise einer FEM-Untersuchung in ABAQUS

Der Simulationsablauf in ABAQUS lässt sich grob in drei Teile gliedern:

1. Pre-processing mit ABAQUS/CAE oder einer Input-Textdatei 2. Analyse Gleichungslöser 3. Post-processing z. B. ABAQUS/Viewer

5 Simulation


55

5.3.1.1 Der Pre-Prozessor

Zunächst besteht die Aufgabe darin, im sog. Pre-Prozessor ein finites Modell

des Bauteils bzw. der Struktur zu erzeugen. Dieses richtet sich ganz nach dem

mechanischen Verhalten und kann z. B. aus Stab-, Schalen-, Scheiben- oder

Volumen-Elementen bestehen. Die richtige Wahl solcher Elemente ist zwingend

erforderlich, um eine möglichst reale Spannungsverteilung zu erreichen.

Um die Bearbeitungszeit – und später auch die Rechenzeit – zu verkürzen, ist

es sinnvoll, das Bauteil auf mögliche Symmetrieausnutzung zu untersuchen. An

den Schnitten müssen allerdings besondere Randbedingungen definiert

werden.

Diese sind ebenfalls abhängig von der Belastung, der Lagerung und dem

mechanischen Verhalten des Bauteils. Neben den Randbedingungen sind die

Materialeigenschaften entsprechend anzugeben und können einzelnen

Elementen oder dem gesamten Bauteil zugeordnet werden [1] [10].

Als letztes sind die Lasten entsprechend zu generieren, sowie eine geeignete

Gittervernetzung vorzunehmen, um die ingenieurmäßige Vorbereitung

abzuschließen. Um das Bauteil sinnvoll zu vernetzen (Netzgenerierung), sollten

die Orte am Bauteil bekannt sein, wo möglichst genaue Ergebnisse erwünscht

sind und hohe Spannungsgradienten erwartet werden, denn je feiner das Netz,

desto exakter das Ergebnis [10].

Die o.g. Eingaben erfolgen entweder als Inputdatei in einem Texteditor oder

direkt in ABAQUS/CAE. In diesem benutzerfreundlichen Modul lassen sich

direkt computergestützt Bauteilgeometrien erzeugen.

ABAQUS/CAE eignet sich besonders bei komplexen Problemen und

Geometrien. Der Benutzer hat über diverse Symbolleisten eine große Auswahl

an Ansichtsoptionen, welche in einer Input-Textdatei natürlich nicht gegeben

sind [18].

Die Input-Textdatei sollte jedoch vor allem für die Kontrolle und Fehleranalyse

verwendet werden, da sich hier schnell Eingabefehler oder fehlende Parameter

ausfindig machen lassen.

5 Simulation


56

5.3.1.2 Die Analyse

Sind alle Eingabedaten formal korrekt, übergibt der Pre-Prozessor jetzt die

Input-Daten an das FEM-Universalprogramm, dass die Berechnung des

Modells durchführt. Grundlage für die Berechnung ist ein numerischer

Gleichungslöser, der nach den Verformungen auflöst und dann in einer

Rückrechnung die Spannungen, Dehnungen und Reaktionskräfte berechnet.

5.3.1.3 Der Post-Prozessor

Die Ausgabe der Ergebnisse erfolgt im dritten Schritt der Prozesskette und

kann grafisch oder tabellarisch im sog. Post-Prozessor erfolgen. Eine

„schriftliche“ Ausgabe in Tabellenform erfolgt in einer Ausgabedatei, die mit

einem Texteditor geöffnet werden kann und alle vom Benutzer gewünschten

Berechnungsgrößen enthält.

Am geeignetsten ist sicherlich die grafische Ausgabe der Berechnung mit

ABAQUS/Viewer. Hier können z. B. Spannungs-Dehnungs-Verläufe oder Kraft-

Weg-Verläufe als Diagramme benutzerfreundlich dargestellt werden oder Kräfte

und Spannungen direkt am CAD-Modell farblich gestaffelt visualisiert werden.

Sind die wirkenden Kräfte am Bauteil bekannt, kann die Oberflächenkontur

dem Belastungsverlauf angepasst werden. Auf diese Weise erhöhen sich

Nutzungsdauer und bestmögliche Materialausnutzung [10].

5 Simulation


57

5.4 Modellerstellung in ABAQUS 6.7

5.4.1 Ausgangsmodell

Als Grundlage für die Simulation dient ein Ausgangsmodell, dass nach der in

5.3.1.1 beschriebenen Pre-Prozessor-Prozedur erstellt wurde. Es wurde im

Rahmen der Diplomarbeit „Simulation des Setzprozesses von

Schließringbolzen im Flugzeugbau“ [5] erstellt. Es handelt sich aufgrund der

vorhandenen Symmetrie und des Materialverhaltens um ein

achsensymmetrisches 2D-Modell. Im Rahmen dieser Diplomarbeit wurde

vorrangig die notwendige Systematik zur Abbildung des Installationsprozesses

erarbeitet. Dies geschah hinsichtlich der Kinematik der Materialumformung und

der Materialtrennung. Außerdem wurden der Umgang mit großen

Verformungen und die zeitliche Skalierung der Simulation erarbeitet. Zusätzlich

wurde noch eine Konvergenzuntersuchung hinsichtlich der Vernetzung am

Schließring und an der Sollbruchstelle durchgeführt.

In einer weiteren Untersuchung wurde dann das Modell hinsichtlich der

Werkzeug- und Lockbolt-Geometrie optimiert, sowie eine Presspassung nach

Airbus-Fertigungsvorschrift 80-T-36-5812 realisiert [12].

Das vorhandene Modell soll im Rahmen dieser Bachelor-Thesis für weitere

Untersuchungen genutzt, sowie an die aktuellen Erkenntnisse aus den

experimentellen Untersuchungen angepasst werden. Betrachtet wird zunächst

ausschließlich die Referenz-Lockbolt-Verbindung, wie sie bei den Experimenten

mit der Bezeichnung AL-LB-A verwendet wurde.

Das vorhandene FE-Modell besteht aus dem Lockbolt, dem Collar, den

Fügeteilen und dem Werkzeug. Das Werkzeug besteht aus der Klemmbacke,

die den Lockbolt am Abrissschaft greift und der Zugkopfhülse, die den Collar

umformt. Die Bleche, der Lockbolt und der Collar sind als verformbare Körper

modelliert worden. Ihnen wurden elastische und plastische

Materialeigenschaften zugewiesen. Das Werkzeug, bestehend aus

Klemmbacke und Zugkopfhülse wurde als „Rigid Body“ aufgebaut. Ein „Rigid

Body“ ist ein starrer Körper ohne elastische Eigenschaften. Alle

Randbedingungen für einen „Rigid Body“ werden an einem Referenzpunkt

festgelegt [vgl.12].

Der Zusammenbau des Modells ist in der folgenden Abbildung dargestellt.

5 Simulation


58

Abbildung 29: Zusammenbau des ABAQUS-Modells

Da es sich um ein achsensymmetrisches Modell handelt, wird der linke Rand

am Lockbolt gegen Verschiebungen in X-Richtung und gegen Rotationen um

die Y- und Z-Achsen festgesetzt. Die freien Enden der Bleche werden ebenfalls

gegen Verschiebung in X-Richtung und gegen Rotation um die Z-Achse

festgelegt. Diese Bedingungen gelten für die gesamte Simulation.

Die Simulation des gesamten Fügevorgangs ist in einzelne Schritte unterteilt.

Hierdurch können die für die Gesamtsimulation des Fügeprozesses benötigten

Zwischenschritte einfach durch eine Änderung der Randbedingungen in den

jeweiligen STEPS modelliert werden. In der folgenden Abbildung sind alle

Simulationsschritte kurz erläutert.

5 Simulation


59

1. Step: Klemmen

In diesem Step wird die Klemmbacke an den Schließringbolzen gefahren und somit geklemmt. Dafür wird die Klemmbacke um 0,01mm an den Bolzen herangefahren. Die Zugkopfhülse bewegt sich nicht.

2. Step: Einziehen

Die Ränder der Bleche und die Zugkopfhülse werden in X- und Y-Richtung festgehalten. Für die Achsensymmetrie wird der linke Rand des Lockbolts in X-Richtung und gegen Rotation um die Y- und Z-Achsen festgesetzt. Die Klemmbacke zieht den Bolzen in die Passungsbohrung.

3. Step: Umformen

Hier wird durch eine weggesteuerte Auslenkung der Schließringbolzen nach unten gezogen. Durch die feststehende Zugkopfhülse wird dann der Schließring, der sich mit dem Schließringbolzen nach unten bewegt, verformt. Sobald die kritische plastische Dehnung an der Sollbruchstelle erreicht ist, reißt der Schließringbolzen dort ab.

4. Step: Entlasten

Die Zugkopfhülse wird nach unten weggefahren, so dass sich der verformte Schließring und der Schließringbolzen entspannen.

Abbildung 30: Definition der einzelnen Simulationsschritte [12]

5 Simulation


60

Für die verschiedenen Simulationsschritte werden jeweilige Kontakt- und

Randbedingungen festgelegt, auf die im Einzelnen aber nicht weiter

eingegangen wird.

Bevor ein Modell für die Berechnung fertig ist, muss eine Vernetzung erzeugt

werden, das heißt, über das komplette Modell wird ein Netz gelegt, so dass alle

verformbaren Einzelteile durch ein Netz abgebildet werden. Da diese Simulation

als achsensymmetrisches Modell erstellt worden ist, werden CAX4R Elemente

verwendet. Die ABAQUS-Bezeichnung CAX4R steht für ein 4-Knoten-

Achsensymmetrie Element mit linearem Verschiebungsansatz und reduzierter

Integration. Durch die Vernetzung werden die Knoten- und Elementnummern

automatisch erzeugt.

Es ist wichtig, dass ein Netz „ordentlich“ aufgebaut ist, da dies

ausschlaggebend für eine gute Berechnung ist. Die Berechnung ist abhängig

von dem Netz, also von den Knoten und Elementen. Auch die Ergebnisse, z. B.

Spannungen und Kräfte, werden über Knoten oder Elementen ausgegeben. Auf

die Vernetzung wird in den folgenden Kapiteln genauer eingegangen. Sie ist

eine ingenieurmäßige „Stellschraube“, an der gedreht werden kann und muss,

um zuverlässige Ergebnisse zu erreichen.

5.4.2 Geometrie und Vernetzung der Blechkante des unteren

Fügepartners

Für aussagekräftige Berechnungsergebnisse ist besonders eine genaue

Vernetzung des Modells notwendig. Ist die Vernetzung zu fein, erhöhen sich

Rechenzeit und Speicherkapazität, ist sie zu grob, führt dies zu unkonvergenten

Ergebnissen.

In dem vorhandenen Modell sind die Blechkanten vereinfacht als „harte“ Kanten

realisiert worden, das heißt, die Kanten sind rechtwinklig. Abbildung 31 zeigt

einen Ausschnitt, wo die obere linke Ecke des unteren Fügepartners mit einem

roten Pfeil gekennzeichnet wurde.

Durch die Realisierung der Presspassung geschieht in STEP 2, dem

Einziehvorgang, jedoch folgendes:

5 Simulation


61

Der obere Fügepartner wird leicht nach rechts weggedrückt, so dass der untere

Fügepartner links übersteht und zwar um 9,19 µm. Dies ist in Abbildung 32 zu

sehen.

Abbildung 31: Geometrie und Vernetzung der Fügepartner

Abbildung 32: Verhalten der Fügepartner beim Einziehvorgang

9,19 µm in X-Richtung

5 Simulation


62

Wird der Schleißringbolzen nun weiter eingezogen, wird die markierte Ecke des

unteren Bleches abgeknickt, wie in Abbildung 33 zu erkennen ist.

Abbildung 33: Abknickende Ecke beim Einziehen des Schließringbolzen

Dieses Abknicken entspricht nicht der Realität.

Im Folgenden muss also versucht werden, ein Abknicken des Elementes in

STEP 2, dem Einziehvorgang, zu verhindern. Eine Möglichkeit dafür bietet eine

Netzverfeinerung im Bereich der linken oberen Ecke des unteren Fügepartners.

Dazu wird das Blech in neue Partitionen unterteilt und im kritischen Bereich

feiner vernetzt. Die Netzverfeinerung wird gewöhnlich in einem iterativen

Prozess erzielt. Das bedeutet, man geht zunächst von einer gröberen

Vernetzung aus und muss diese gegebenenfalls verfeinern, solange, bis die

gewünschten Ergebnisse erzielt werden. Dabei ist zu berücksichtigen, dass der

Rechenaufwand mit feinerer Vernetzung ansteigt.

Abbildung 34 zeigt einen Vergleich zwischen der alten und neuen Vernetzung

im Bereich der abknickenden Ecke des unteren Fügepartners.

Bei feinerer Vernetzung sind die Auswirkungen geringer, aber in Abbildung 35

ist zu erkennen, dass auch diesmal beim Einziehvorgang das äußere Element

abknickt.

5 Simulation


63

Abbildung 34: Vergleich zwischen alter (li) und neuer Vernetzung (re) im kritischen Bereich des unteren Fügepartners

Abbildung 35: Einziehvorgang bei neuer Vernetzung der kritischen Ecke

Eine Netzverfeinerung ist zudem kritisch zu beurteilen in Bezug auf eine

einfache Handhabung des Simulationstools. Durch die Erzeugung neuer

Knoten und Elemente wird nämlich eine automatische Netzgenerierung durch

ABAQUS erschwert. So lässt sich später im Falle einer Parameteränderung,

z. B. der Blechdicke, die Neuvernetzung nicht so leicht anpassen, sondern

muss aufwendig „per Hand“ von Fall zu Fall neu generiert werden.

5 Simulation


64

Im Folgenden wird versucht, eine Übergangsfase am unteren Fügepartner

konstruktiv in ABAQUS zu realisieren. Die Konstruktion der Übergangsfase ist

in Abbildung 36 dargestellt. Gewählt wird ein Übergangsradius von 0,05 mm.

Abbildung 36: Konstruktion und neue Vernetzung der Übergangsfase

Nach der Realisierung ergibt sich folgende Situation beim Einziehvorgang, der

in Abbildung 37 an vier verschiedenen Zeitpunkten festgehalten wurde.

Step Time: 3,4e-2

Step Time: 3,6e-2

Step Time: 3,7e-2

Step Time: 4,3e-2

Abbildung 37: Einziehvorgang für vier ausgewählte Zeitpunkte

5 Simulation


65

Es wird deutlich, dass beim Einziehvorgang zum Zeitpunkt 0,036 s, wo erstmals

Kontakt zwischen Schließringbolzen und unterem Fügepartner auftritt, kein

Abknicken eines oder mehrerer Elemente zu erkennen ist. Vielmehr formt sich

der Schließringbolzen in die Bohrung ein, wie es der Realität entspricht.

Abbildung 38 auf der nächsten Seite zeigt die Vergleichsspannung nach von

Mises entlang der Blechkante bei den Varianten mit und ohne Fase während

des Einziehvorgangs.

Es wird deutlich, dass die Vergleichsspannung mit bis zu 450 MPa in den

ersten Elementen bei der Variante mit Fase höher liegt als bei der Variante

ohne Fase, wo knapp 350 MPa erreicht werden. Dafür ist im weiteren Verlauf

zu erkennen, dass die Vergleichsspannung bei der Variante mit Fase ab einer

Distanz von ca. 0,7 mm zunächst stark abfällt, dann wieder ansteigt, aber im

weiteren Verlauf immer niedriger ist als bei der Variante ohne Fase. Ab einer

Distanz von ca. 0,7 mm ändert sich bei der Variante mit Fase die Vernetzung,

es tritt ein Netzsprung auf, was auf den plötzlichen Spannungsabfall schließen

könnte.

5 Simulation


66

Abbildung 38: Vergleichsspannung nach von Mises entlang der linken Blechkante des unteren Fügepartners mit „harter“ und „weicher“ Ecke

5 Simulation


67

Die Auswertung der Radialspannungen entlang des gleichen Auswerteweges

zeigt einen qualitativ ähnlichen Verlauf, jedoch um einige Millimeter

verschoben. Zudem fallen die maximal auftretenden Radialspannungen bei der

Variante mit Fase etwas geringer aus als bei der Variante ohne Fase.

Bei der alten Geometrie verlaufen die Radialspannungen bis zum Abknicken

des Elements sogar konstant und fallen dann sprunghaft auf den maximalen

Wert ab. Dies ist bei der neuen Geometrie nicht der Fall. Hier sind kleine

Schwingungen der Radialspannungen zwischen 100 MPa und –100 MPa im

Bereich der Fase auszumachen.

Abbildung 39: Radialspannung entlang der linken Blechkante des unteren Fügepartners „mit“ und „ohne“ Fase

Eine Untersuchung des Kraft-Weg-Verlaufs während des STEP 2, dem

Einziehvorgang, verdeutlicht, dass nach 1,3 mm Einziehweg bei der Variation

mit Fase eine Kraft von ca. 3300 N an der Klemmbacke erreicht wird,

Diagramm 9.

5 Simulation


68

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Mit Fase

Ohne Fase

Diagramm 9: Kraft-Weg-Verlauf für Variation „mit“ und „ohne“ Fase beim Einziehvorgang (STEP 2)

Nach einem Weg von ca. 1,3 mm treten nämlich der Schließringbolzen und die

abgenickte Blechkante in Kontakt miteinander. Auch am Ende des

Einziehvorgangs wird eine Kraft von über 6000 N an der Klemmbacke erreicht.

Durch die Realisierung der Fase konnten diese beiden Kraftspitzen ganz

ausgeschaltet werden. Die Fase scheint jedoch keinen großen Einfluss auf den

Umformprozess an sich zu haben, wie Diagramm 10 beweist. Lediglich zu

Beginn des Umformens ist die Kraft an der Klemmbacke bei der Variante ohne

Fase deutlich höher als bei der Variante mit Fase. Dies hängt damit zusammen,

das der Einziehvorgang mit dieser erhöhten Kraft endet.

5 Simulation


69

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

Nohne Fase

mit Fase

Diagramm 10: Kraft-Weg-Verlauf für Variation „mit“ und „ohne“ Fase beim Umformvorgang (STEP 3)

Wichtiges Ergebnis dieser Untersuchung ist also, dass der Einziehvorgang

realistischer gestaltet wurde, ohne dass dabei kritische Veränderungen im

Spannungsverlauf an dem Schließringbolzen während des Einziehvorgangs

und der Umformung stattfinden.

5.4.3 Vernetzung der Blechkante des oberen Fügepartners

Auch im Bereich des oberen Fügepartners soll eine Untersuchung hinsichtlich

der Vernetzung im Bereich des Senkung durchgeführt werden. Hier besteht das

Ausgangsmodell aus einer Vernetzung von 10 Elementen. Es wurden Varianten

mit 20, 30 und 35 Elementen getestet. Ein Überblick dazu verschaffen

Abbildung 40 und 41.

5 Simulation


70

Abbildung 40: Vernetzung am oberen Fügepartner im Bereich der Senkung mit 20 Elementen

Abbildung 41: Vernetzungsvarianten am oberen Fügepartner

Aus Abbildung 42 ist der Auswerteweg zu entnehmen, an dem die

Vergleichsspannung nach von Mises entlang der Senkung während des

Einzieh- (STEP 2) und Umformvorgangs (STEP 3) bei den verschiedenen

Varianten zu untersuchen ist.

Eine Auswertung der Vergleichsspannung während des Einziehvorgangs zeigt,

dass alle Kurven einen qualitativ gleichen Verlauf zeigen, die

Spannungsverläufe mit 20, 30 und 35 Elementen aber enger zusammen liegen

als der Spannungsverlauf mit 10 Elementen.

5 Simulation


71

Abbildung 42: Auswerteweg entlang der Blechkante des oberen Fügepartners (oben) und Vergleichsspannung während des STEP 2 (unten)

Während des Umformvorgangs zeigt sich bei den Varianten mit 10, 20 und 36

Elementen ein ähnlicher Verlauf, Abbildung 43. Jedoch ist dieser bei 20

5 Simulation


72

Elementen am wenigsten schwingungsbehaftet. Bei der Variante mit einer

Vernetzung von 35 Elementen treten die meisten Schwingungen auf.

Abbildung 43: Vergleichsspannung nach von Mises während des STEP 3 im Bereich der Senkung des oberen Fügepartners

Man kann also davon ausgehen, dass eine Vernetzung mit 20 Elementen im

Bereich der Senkung ein Optimum darstellt und daher wird diese bei allen

weiteren Untersuchungen verwendet.

5.5 Absicherung einer quasi-statischen Lösung in Abaqus/ Explizit

Bei dieser Simulation wird der explizite Lösungsalgorithmus gewählt und zur

Verkürzung der Rechenzeit ein „Mass Scaling“ durchgeführt. Bei dieser

sogenannten Massenskalierung wird jedem Element eine bestimmte Masse

zugewiesen. Diese richtet sich nach der Zeitschrittweite. Umso größer die

5 Simulation


73

Zeitschrittweite gewählt wird, umso größer ist auch die Masse, die den

einzelnen Elementen zugewiesen wird. Bei niedriger Zeitschrittweite wird den

einzelnen Elementen weniger Masse zugewiesen. Hierbei ist zu

berücksichtigen, dass der Rechenaufwand mit niedriger Zeitschrittweite jedoch

vergrößert wird. Daher sollte die Wahl der Zeitschrittweite gut überlegt sein und

wird deshalb im Folgenden untersucht.

Im Allgemeinen kann die Modellierung des Setzprozesses einer

Schließringbolzen-Verbindung als quasi-statisch angenommen werden, da bei

den technisch genutzten Installationsgeschwindigkeiten keine wesentlichen

dynamischen Einflüsse feststellbar sind [vgl. 5].

Bei einer Simulation in Abaqus/ Explizit muss daher sichergestellt werden, dass

die gewählten Berechnungsparameter ebenfalls keine dynamischen Effekte im

Modell bewirken und das Ergebnis verfälschen.

Für diesen Nachweis kann ein Vergleich zwischen kinetischer und innerer

Energie des gesamten Modells herangezogen werden. Ein Anhaltspunkt dafür,

dass es sich um eine quasi-statische Lösung handelt, ist, dass die kinetische

Energie nicht größer als einige Prozent der inneren Energie sein sollte. Zudem

muss die kinetische Energie auch unabhängig von der inneren Energie

betrachtet werden, um dynamische Effekte auszuschließen, das heißt, im

Berechnungsverlauf sollten keine nennenswerten Schwingungen im kinetischen

Energieverlauf auftreten.

Zur Bewertung werden daher fünf Modelle mit unterschiedlichem „Mass

Scaling“ betrachtet. Dafür werden die Zeitschrittweite variiert. Die

Berechnungen sind mit den Zeitschritten von 10-5 s, 10-6 s, 10-7 s, 8·10-8 s und

10-8 s durchgeführt worden.

Für die Berechnungen in ABAQUS/Explicit wird die Option „double precision“

verwendet. Bei dieser sogenannten doppelten Präzision werden die

Berechnungsergebnisse als doppelt genaue Fließkommazahl in einer Länge

von 64 bits, statt gewöhnlichen 32 bits ausgegeben [1].

Bei der Zeitschrittweite 10-8 s wurde neben der „double precision“ auch mir einer

„single precision“ gerechnet. Das ausgerechnet die Zeitschrittweite 10-8 s für

eine „single precision“ ausgewählt wurde hat keinen speziellen Grund. Hier soll

nur einmal exemplarisch das Verhalten der Rundungsfehler, die sich bei einer

„single precision“ aufaddieren, aufgezeigt werden.

5 Simulation


74

Der Vergleich der kinetischen und inneren Energien bei unterschiedlichen

Zeitschrittweiten ist in Abbildung 44 dargestellt.

Abbildung 44: Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Umformvorgang

Die logarithmische Auftragung der Energien ermöglicht eine gemeinsame

Darstellung von innerer und kinetischer Energie in einem Diagramm.

Sehr gut ist zu erkennen, dass die innere Energie für alle gewählten

Zeitschrittweiten sehr eng beieinander liegen und keine großen Unterschiede

aufweisen.

Die kinetischen Energien dagegen unterscheiden sich stark voneinander und

sind in ihrer Höhe von der gewählten Zeitschrittweite abhängig.

Für einen Zeitschritt von 10-6 s zeigen sich zum einen starke Schwingungen im

kinetischen Energieverlauf, die nicht auf entsprechende Umformungen

zurückzuführen sind. Der kinetische Energieverlauf für eine Zeitschrittweite von

Kinetische Energien

Innere Energien

5 Simulation


75

10-5 s erreicht sogar das Niveau der inneren Energie. Somit kann davon

ausgegangen werden, dass dynamische Prozesse in der Simulation das

Endergebnis beeinflussen und somit die Voraussetzungen für eine quasi-

statische Belastung nicht erfüllt sind.

Für die Zeitschritte 10-7 s zeigen sich dagegen geringe und für 10-8 s gar keine

Schwingungen. Die kinetischen Energien sind hier wesentlich geringer und

betragen für 10-7 s maximal 0,43% und für 10-8 s maximal 0,005 % der inneren

Energie, gemessen bei einer Step-Zeit von 0,220 s.

Bei einer Zeitschrittweite von 8·10-8 s zeigen sich mehr Schwingungen

gegenüber einer Zeitschrittweite von 10-7s.

Für die „Single- und Double-Precision“ Option bei der Zeitschrittweite 10-8s sind

keine wesentlichen Unterschiede zu erkennen. Hier ist für die „Double-

Precision“ im Kurvenverlauf lediglich eine Energiespitze zu Beginn des

Umformens auszumachen, welche bei der „Single Precision“ nicht auftritt.

Am Günstigsten ist also eine Zeitschrittweite von 10-8s, da sie am wenigsten

Schwingungen verursacht und ein großes Verhältnis zwischen kinetischer und

innere Energie aufweist. Für diese Zeitschrittweite beträgt die relative

Prozessorzeit jedoch das 10-fache der Zeit, die bei einer Rechnung mit einer

Zeitschrittweite von 10-7s benötigt wird.

Die Prozessorzeit bezeichnet die gemessene Zeit in Stunden, Minuten und

Sekunden, in der ein laufendes Programm oder eine Rechnung seit dem letzten

Programmstart tatsächlich Kommandos an den Prozessor gesendet hat. Diese

Summe ist praktisch immer niedriger als die gesamte Laufzeit des Programms

bzw. der Rechnung, da diese selbst bei intensiver Nutzung kaum pausenlos

Befehle an den Prozessor senden. Ein Überblick über die relativen

Prozessorzeiten bei unterschiedlichen Zeitschrittweiten ist in Tabelle 17

dargestellt.

Target Time Increment

(Zeitschrittweite)

Relative CPU time

(Relative Prozessorzeit)

10-5 s 0,011 10-6 s 0,077 10-7 s 1,0 8·10-8 s 1,246 10-8 s 10,38 10-8 s (single precision) 8,46

Tabelle 17: Vergleich der Prozessorzeit bei unterschiedlichen Zeitschrittweiten

5 Simulation


76

Ausgehend von diesen Ergebnisse und einer sehr viel höheren Rechenzeit für

die Simulation mit einer Zeitschrittweite von 10-8 s werden alle weiteren

Untersuchungen bezüglich des Umformvorgangs mit einer Zeitschrittweite von

10-7 s ausgeführt.

Der Umformvorgang ist für die gesamte Lockbolt-Installation der wichtigste

STEP. Um aber die Gesamtrechenzeit zu verkürzen, müssen auch die anderen

STEPS untersucht werden. Für diese wird momentan die gleiche

Zeitschrittweite angenommen, wie für den Umformvorgang.

Für den Klemmvorgang lässt sich eine Konvergenz der kinetischen Energien für

die Zeitschrittweiten 10-7 s, 8·10-8 s und 10-8 s feststellen. Da der kinetische

Energieverlauf für 10-6 s allerdings wenig schwingungsbehaftet ist und auch weit

unterhalb des inneren Energieverlaufes liegt, könnte man in einer gesonderten

Untersuchung die Zeitschrittweite hier auf 10-6 s heraufsetzen. So hat man für

den Klemmvorgang Prozessorzeit eingespart, erhält aber keine Unterschiede in

den Rechenergebnissen.

Abbildung 45: Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Klemmvorgang

Kinetische Energien

Innere Energien

5 Simulation


77

Gleiches gilt für den Einziehvorgang. Die Energieverläufe sind hier aus

Abbildung 45 zu entnehmen. Es wird deutlich, dass auch hier bei den

Zeitschrittweiten 10-7 s, 8·10-8 s und 10-8 s kaum Unterschiede zu erkennen

sind. Aber auch hier kann möglicherweise der Einziehvorgang mit einer

Zeitschrittweite von 10-6 s gerechnet werden, da der Energieverlauf eine „quasi-

statische“ Annahme absichert.

Abbildung 46: Energie-Diagramm mit kinetischer und innerer Energie für den Einziehvorgang

Kinetische Energien

Innere Energien

5 Simulation


78

5.6 Vergleich der Simulationsergebnisse mit den Experimenten

Das Simulationstool wurde hinsichtlich der Referenz-Lockbolt-Verbindung

optimiert. Deshalb wird im Folgenden für einen Vergleich die Al-LB-A-

Probenreihe aus den experimentellen Untersuchungen herangezogen.

In Diagramm 11 ist der Kraft-Weg-Verlauf für den Umformvorgang aus den

experimentellen Untersuchungen dem Kraft-Weg-Verlauf aus der Simulation

gegenübergestellt. Das Simulationsmodell basiert auf den vorgenommen

Änderungen der vorangegangenen Kapitel.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0Weg in mm

Kra

ft in

N

Diagramm 11: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell bei der Installation

Aus dem Diagramm ist zu entnehmen, dass die Abreißkraft aus der Simulation

mit den experimentellen Ergebnissen gut übereinstimmt. Das lässt darauf

schließen, dass das gewählte Abreißkriterium aus der Simulation zumindest für

die Al-LB-A-Probenreihe zutreffend ist.

Das Einformen des Schließrings in die Rillen des Lockbolts bei der Simulation

ist gut zu erkennen und liegt auf gleichem Kraft-Weg-Niveau wie bei den

Versuchsergebnissen.

Versuchsergebnisse

Simulation

Einformen des Schließrings in Rillen am Lockbolt

5 Simulation


79

Allerdings kommt es bei der Simulation zu einem früheren Beenden der

Umformung als bei den Experimenten, wie aus Diagramm 11 und 12 zu

entnehmen ist. Es ist also möglich, dass die Umformung des Collars in der

Simulation nicht vollständig durchgeführt wird. Daher ist es notwendig, die

Geometrie des Collars nach dem Umformvorgang genauer zu untersuchen und

mit den experimentell ermittelten Daten zu vergleichen. Dieses wird in Kapitel

5.6.1 diskutiert.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0Weg in mm

Kra

ft in

N

Diagramm 12: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell mit verschiedenen Zeitschrittweiten bei der Installation

Diagramm 12 zeigt, zusätzlich zu Diagramm 11, einen Vergleich mit einer

anderen Zeitschrittweite, hier 10-8 s. Wie erwartet, zeigt sich trotz kleinerer

gewählte Zeitschrittweite keine Veränderung im Kraft-Weg-Verlauf während des

Umformvorgangs (vgl. Kapitel 5.5).

Simulation 10-8

Simulation 10-7

Versuchsergebnisse

5 Simulation


80

5.6.1 Geometrie des Collars aus der Simulation

Wie in Kapitel 4.5.1 bereits diskutiert, wurden alle Collar jeder Probenreihe nach

der Installation vermessen. Nun soll eine Gegenüberstellung mit den

Simulationsdaten erfolgen.

In Tabelle 18 sind die Ergebnisse aus der Simulationsvermessung den

Ergebnissen aus Kapitel 4.5.1 gegenübergestellt.

Abbildung 47: Definition der Messgrößen am verformten Collar

Minimaler Klemmbereich/ Presspassung* (Probenreihe A)

EXPERIMENTELL

Minimaler Klemmbereich/ Presspassung*

SIMULATION

D 6,971 mm Min: 6,915 mm

D 7,223 mm Max: 7,027 mm

d 6,100 mm Min: 6,063 mm

d 6,244 mm Max: 6,125 mm

H 5,954 mm Min: 5,867 mm

H 5,884 mm Max: 6,052 mm

h 1,397 mm Min: 1,318 mm

h 1,655 mm Max: 1,542 mm * Anzahl gemessener Collar: 8 * Anzahl gemessener Collar: 1

Tabelle 18: Collar-Maße nach der Installation im Vergleich

5 Simulation


81

In der Tabelle 18 ist zu erkennen, dass die Messdaten aus der Simulation für

den Außendurchmesser d und D, sowie für die gestauchte Höhe h des Collars

größer sind als bei den experimentellen Ergebnissen. Die Abweichung beträgt

für den Außendurchmesser D 0,262 mm, für den Außendurchmesser d 0,144

mm und für die gestauchte Höhe h 0,258 mm. Nur die Gesamthöhe H des

Collars aus der Simulationsmessung liegt im Toleranzbereich der

experimentellen Ergebnisse.

Daraus lässt sich schließen, dass die Einformung in der Simulation schneller

beendet ist als in der Realität.

Im Folgenden soll daher die Geometrie des unverformten Collars im Modell

überprüft werden, sowie anschließend die Reibung zwischen Wergzeug

(Zugkopfhülse) und Collar neu generiert werden.

Abbildung 48: Definition der Messgrößen am unverformten Collar

Nach der in Abbildung 48 definierten Messgrößen am unverformten Collar

werden 10 exemplarische Collar-Vermessungen experimentell durchgeführt und

den Messungen aus der Simulation gegenübergestellt. Die Ergebnisse sind in

Tabelle 19 aufgeführt.

D

H

d

5 Simulation


82

Minimaler Klemmbereich/ Presspassung* (Probenreihe A)

EXPERIMENTELL

Minimaler Klemmbereich/ Presspassung*

SIMULATION

D d H D d H 1 6,86 mm 4,70 mm 5,66 mm 1 6,88 mm 4,83 mm 5,72 mm 2 6,86 mm 4,71 mm 5,72 mm Daraus ergibt sich eine Wandstärke t

des Collars von 1,025 mm, Abbildung 48. Die Durchschnittswerte aus der experimentellen Vermessung ergeben eine Wandstärke des Collars von 1,08 mm. Die Abweichung liegt damit bei 0,055 mm.

3 6,86 mm 4,68 mm 5,75 mm 4 6,85 mm 4,71 mm 5,68 mm 5 6,86 mm 4,68 mm 5,77 mm 6 6,83 mm 4,61 mm 5,78 mm 7 6,84 mm 4,74 mm 5,81 mm 8 6,86 mm 4,70 mm 5,73 mm 9 6,85 mm 4,71 mm 5,74 mm

10 6,83 mm 4,67 mm 5,82 mm Ø 6,85 mm 4,69 mm 5,75 mm


Tabelle 19: Experimentelle Vermessung der Collar im Vergleich zu den Eingabedaten in der Simulation

Abbildung 49: Maße am Collar aus dem ABAQUS-Sketcher

t= 1,025 mm

5 Simulation


83

Die Untersuchung ergibt, dass die Collar-Geometrie aus der Simulation mit der

Realität übereinstimmt. Hier liegt die Abweichung der Wandstärke bei 55 µm.

Dies liegt im Rahmen der Streuung.

5.6.2 Reibungseinfluss

Durch die Variation des Reibkoeffizienten zwischen Zugkopfhülse und Collar

soll nun untersucht werden, wie groß der Einfluss auf das Simulationsergebnis

ist. Dazu wird der Reibkoeffizient von 0,1 auf 0,0 geändert. Es wird also keine

Reibung zwischen Wergzeug und Schließring angenommen. Erwartet wird nun,

dass die Einformung des Collars während der Installation später beendet wird.

So soll eine Annäherung an die Versuchsergebnisse erzielt werden.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0Weg in mm

Kra

ft in

N

Diagramm 13: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell „mit“ und „ohne“ Reibung bei der Installation

Diagramm 13 zeigt den Kraft-Weg-Verlauf der Simulation „mit“ und „ohne“

Reibung, verglichen mit den Versuchsergebnissen, und bestätigt die

Vermutung, dass der Umformvorgang später beendetet wird, wenn ein

Reibkoeffizient in der Simulation von Null gewählt wird.

Versuchsergebnisse

Simulation ohne Reibung

Simulation mit Reibung

5 Simulation


84

Es ist eine deutliche Annäherung an die experimentellen Ergebnisse zu

erkennen. Zum einen wird erreicht, dass der Umformvorgang zeitlich verlängert

wird, zum anderen passt sich das Niveau der Rilleneinformung aus der

Simulation dem Kraft-Weg-Verlauf aus der experimentellen Untersuchung an.

Diese Untersuchung bringt jedoch auch einige Nachteile mit sich, wie ein

Geometrievergleich nach dem Umformvorgang zeigt, Abbildung 50.

Abbildung 50: Geometrievergleich nach dem Umformvorgang ohne Reibung (links) und mit Reibung (rechts)

So wird bei einem Reibkoeffizienten von Null der Schließring zu weit

eingeformt. Hier beträgt die gestauchte Höhe h nur 1,006 mm im Vergleich zu

1,665 mm bei einem Reibkoeffizienten von 0,1. In der Realität liegt die

gestauchte Höhe h bei 1,397 mm (vgl. Tabelle 18).

An dieser Stelle wird aus zeitlichen Gründen auf eine weitere Untersuchung des

Reibungseinflusses verzichtet. Es soll aber deutlich werden, dass hier eine

Stellschraube gefunden wurde, an der noch weiter „gedreht“ werden muss. So

könnte zum Beispiel ein Reibkoeffizient von 0,05 gewählt werden, um die

Einformung des Schließrings wieder zu reduzieren. Hier sind weitere FE-

Rechnungen durchzuführen.

h h

5 Simulation


85

N

mm

mm

mm

N

mm

AE

l

gbolzenSchließrin000008,0

2

2

8,4

2107658

15=

⋅⋅

=⋅

=

π

δ

5.6.3 Ermittlung einer Korrekturfunktion für die experimentellen Kraft-Weg-Verläufe

Wie bereits in Kapitel 4.5.1 für die Simulation angedeutet, sind auch die

experimentellen Versuchsdaten kritisch zu betrachten. Durch die Integration

neuer Adapterstücke zur Aufnahme einer Kraftmessung für den Setzprozess

sind die ermittelten Kraft- Weg- Verläufe, aufgrund der elastischen Teile im

Kraftfluss, nicht vergleichbar mit den Kraft- Weg- Verläufen des

Simulationsmodells.

Für eine entsprechende Korrektur gibt es entweder die Möglichkeit, das

Werkzeug in der Simulation, das bisher nur als starrer Körper realisiert wurde,

neu zu generieren und mit elastischen Materialkennwerten zu bestücken, oder

aber den elastischen Anteil der Versuchsergebnisse mit einer Korrekturfunktion

herauszurechnen. Diese Möglichkeit erweist sich vom Arbeitsaufwand als

vorteilhafter.

Zur Bestimmung einer Korrekturfunktion wurden 3 Schließringbolzen ohne

Einformung eines Schließringes experimentell abgerissen.

Die Korrekturfunktion, Gleichung (5), ist der Kehrwert der ermittelten Steigung

im linearen Bereich (Nachgiebigkeit des Systems) abzüglich der Nachgiebigkeit

des Schließringbolzens, Gleichung (6).

gbolzenSchließrinSystemTeileelastische δδδ −= (5)

(6)

Aus den drei Versuchen wird eine mittlere Steigung berechnet, dessen

Kehrwert aus Diagramm 14 zu entnehmen ist.

Alle experimentellen Kurvenverläufe werden mit dieser Funktion korrigiert. Das

Ergebnis ist dem Diagramm 15 zu entnehmen.

5 Simulation


86

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Versuch 1

Versuch 2Versuch 3

Diagramm 14: Ermittlung der Nachgiebigkeit des Systems über die Korrekturfunktion Durch die Korrektur zeigt sich eine bessere Übereinstimmung der Kraft-Weg-

Verläufe mit dem Kraft-Weg-Verlauf aus der Simulation. Die elastische

Verformung des Setzwerkzeuges hat also einen großen Einfluss.

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0Weg in mm

Kra

ft in

N

Diagramm 15: Kraft-Weg-Verlauf für Referenz-Probe Al-LB-A im Vergleich zum FE-Modell bei der Installation nach Korrektur

II Linearer Bereich

I Kontaktsteifigkeit (nichtlinear)

III Elastisch- Plastischer Bereich

mm

N0,000061=Systemδ

Versuchsergebnisse

Simulation

Simulation ohne Reibung

6 Zusammenfassung und Ausblick


87


Im Flugzeugbau werden zur Montage hochbeanspruchter Bauteile u. a.

Schließringniet-Systeme eingesetzt. Eine derartige Verbindung besteht aus

einem Schließringbolzen (Lockbolt) und einem Schließring (Collar). Durch ein

Umformen des Schließringes in entsprechende Rillen am Schließringbolzen

entsteht die kraft- und formschlüssige Verbindung.

Vor der Einführung neuer Verbindungselemente in der Flugzeugmontage wird

grundsätzlich eine Überprüfung dieser Systeme durchgeführt, welche

heutzutage fast ausschließlich experimentell ermittelt wird, da genaue

Simulationstools kaum vorhanden sind.

Um dennoch ein aussagekräftiges Simulationstool aufzubauen, sind einige

Prozessdaten und Geometrieangaben aus der Praxis notwendig, die im

Rahmen dieser Arbeit in einer komplexen Versuchsmatrix ermittelt wurden.

Getestet wurden ausschließlich Lockbolts aus Titan als Senkkopf-Variante in

Aluminium-Verbindungen.

Bis auf eine Versuchsreihe, die aufgrund von Lieferschwierigkeiten des

Materials noch nicht getestet wurde, sind alle anderen Versuchsreihen

untersucht und sämtliche Prozess- und Geometriedaten dokumentiert worden.

Hierunter fallen Niet- und Bohrungsdurchmesser, Klemmlänge, Passung,

Nietkopfüberstand, Collar-Maße und Kraft-Weg-Messungen.

Zusätzlich wurden Schliffbilder erstellt und Vesagensmodi der Verbindungen

dokumentiert. Nun können für jede Lockbolt-Variante entsprechende

Prozessdaten aus der Dokumentation herausgelesen werden, um einen

Abgleich mit dem Simulationstool vorzunehmen. Diese Daten sind dem Anhang

dieser Arbeit zu entnehmen.

Für das Simulationstool der Referenz-Verbindung wurde im Rahmen einer

Energie-Auswertung ein Nachweis für eine quasi-statische Lösung erbracht und

verschiedene Zeitschrittweiten zur Verkürzung der Rechenzeit untersucht.

Zudem wurde die Elementierung in bestimmten Bereichen der Verbindung

angepasst und für den Umformvorgang eine Gegenüberstellung mit den

Prozessdaten aus den experimentellen Untersuchungen vorgenommen, hier

insbesondere der Kraft-Weg-Verlauf.



88

Hierzu war es notwendig, die ermittelten experimentellen Prozessdaten der

Kraft-Weg-Verläufe mit einer Funktion zu korrigieren, um den Einfluss der

elastischen Werkzeugteile auszuschalten. Nur so ist ein Vergleich zwischen

den Simulationsergebnissen und den experimentellen Daten möglich und

aussagekräftig.

Weitere Untersuchungen haben ergeben, dass der Reibungseinfluss zwischen

Werkzeug und Schließring eine große Rolle spielt. Durch die Änderung des

Reibkoeffizienten können die Ergebnisse aus der Simulation den Ergebnissen

aus den experimentellen Untersuchungen gut angepasst werden.

Zusammenfassend lässt sich aussagen, dass bei Betrachtung aller in dieser

Arbeit angesprochenen Faktoren und Parameter eine gute Übereinstimmung

der Simulationsergebnisse mit den experimentellen Untersuchungen erreichen

lässt.

Zur Optimierung der Simulation ist es erforderlich, sich künftig verstärkt mit den

Werkstoffeigenschaften auseinander zu setzen, da bislang die plastischen

Materialkennwerte des Collars auch den Blechen zugeordnet wurden, obwohl

sich das Material der Collar und der Bleche durch den Zusatz T42 bzw. T351

unterscheidet. Für die Bleche sind ggf. plastische Materialwerte experimentell

zu ermitteln.

Außerdem sind Lockbolt-Verbindungen mit variierter Klemmlänge für das

Simulationstool zu untersuchen und mit den Experimenten zu vergleichen.

Für die Lockbolt-Verbindungen mit variiertem Nenndurchmesser ist das

Simulationstool anzupassen. Hier müssen Zugkopfhülse und Lockbolt-

Geometrie angepasst werden.

Zusätzlich muss ein Scherzug-Simulationstool generiert werden, um auch hier

einen Vergleich zwischen den experimentell ermittelten Daten vornehmen zu

können. Die Geometriedaten für die Lockbolt-Verbindungen des Scherzug-

Tools können dafür aus dieser Arbeit entnommen werden und sind im Anhang

hinterlegt.

7 Literaturverzeichnis


89

7 Literaturverzeichnis [1] ABAQUS/CAE Finite Elemente Programm, Version 6.7-1; ABAQUS,

Getting Started with Abaqus – Interactive Edition, Version 6.7 : Hibbit,

Karlsson, Sorensen, Inc., Providence, Rhode Island, USA, 2007

[2a]

[2b]

[2c]

AIRBUS: Fertigungs-Handbuch, 80-T-34-5812, Ausgabe 06/03

AIRBUS: Interner Stellenmarkt, September (1) 2008

AIRBUS: Interne Materialdatenbank, 2008

[3] Alcoa Fastening Systems: LGP-Lockbolts – Process Manual, Carson

Operations – Aerospace Products, California USA, 2006

[4] Awiszus; Bast; Dürr; Matthes (Hrsg.): Grundlagen der Fertigungstechnik,

Fachbuchverlag Leipzig, 2003

[5] Berner, M.: Unveröffentlichte Diplomarbeit, Simulation des

Setzprozesses von Schließringbolzen im Flugzeugbau, Juni 2008

[6] Deutscher Kalibrierdienst (DKD): Zwick Service, Kalibrierlaboratorium,

Zwick GmbH & Co. KG, August-Nagel-Straße 11, 89079 Ulm, 7.4.2008

[7] Falk K. Wittel: Eine kurze Einführung in die Finite Element Methode –

FEM for 4, ETH Zürich, Gruppe H.J. Hermann – Rechnergestützte

Physik der Werkstoffe, Institut für Baustoffe, 2007

[8] Fischer, U.: Tabellenbuch Metall, Europa-Lehrmittel, 41. Ausgabe, 1999

[9] Hahn, O.; Klemens, U.: Fügen durch Umformen – Niet- und

Durchsetzfügesysteme in der Praxis. Studiengesellschaft

Stahlanwendung e.V. und Laboratorium für Werkstoff- und Fügetechnik

der Universität Paderborn, 1996

7 Literaturverzeichnis


90

[10] Klein, B.: FEM – Grundlagen und Anwendungen der Fenite-Element-

Methode im Maschinen- und Fahrzeugbau, Vieweg Verlag, 2007

[11] Laging, Prof. Dr. Ing. G.: Einführung in die Finite Element Methode,

Vorlesungsunterlagen Theorie, Hochschule für Angewandte

Wissenschaften Hamburg, Wintersemester 2002/2003

[12] Ranke, N.: Unveröffentlichter Praxissemesterbericht, Numerische und

experimentelle Analyse des Setzprozesses von Lockbolt-Verbindungen

[13] Matthes, K.-J.; Riedel, F. (Hrsg.): Fügetechnik – Überblick Löten –

Kleben – Fügen durch Umformen, Fachbuchverlag Leipzig, 2003

[14] Spur, G.; Stöferle, Th.: Handbuch der Fertigungstechnik Band 5 –

Fügen, Handhaben, Montieren –, Carl Hanser Verlag, München/Wien

1986

[15] http://www.hishear.org/fastener_hk_hk1.htm:

HiShear Corparation, 2800 Skypark Drive, Torrance, CA 90509, USA,

abgerufen am 24.08.2008

[16] http://www.patent-de.com/20070705/DE102005044824B4.html:

PatentDe, abgerufen am 20.08.2008

[17] http://www.qualityproducts.de/quality/db_titan.htm:

Quality Product, Inh. Thomas Ratsch, Aiblinger Str. 33, 83104

Tuntenhausen, abgerufen am 21.08.2008

[18] http://www.rz.uni-karlsruhe.de:

Juling, Prof. Dr. Wilfried: Direktor des Rechenzentrums der Universität

Karlsruhe (TH), 76128 Karlsruhe, abgerufen am 24. Juli 2008

8 Anhang


91

8 Anhang Anlage I: Beispiele für Passbolzen mit Universal- und Senkkopf [ABS]

Passbolzen mit Universalkopf und Dichtmassen- bzw. Korrosionsschutzpastenaustrittsrille für Scherbeanspruchung

Passbolzen mit 100° Senkkopf für Zugbeanspruchung

8 Anhang


92

Anlage II: Auszug aus Airbus-Norm: Bezeichnung für einen Lockbolt

Material Code:

Diamater Dash Number:

Grip Dash Number:

8 Anhang


93

Anlage III: Auszug aus Airbus-Norm: Bezeichnung für einen Collar

Diamater Code Number:

8 Anhang


94

Anlage IV: Messungen der Bohrungen [in mm]

Blech 0° 90° dm Niet Blech 0° 90° dm Niet

A-IS1-1 4,760 4,770 4,765 N33 D-IS1-1 4,745 4,733 4,739 N77 A-IS1-2 4,735 4,743 4,739 N25 D-IS1-2 4,750 4,754 4,752 N71 A-IS2-1 4,759 4,765 4,762 N4 D-IS2-1 4,744 4,734 4,739 N75 A-IS2-2 4,761 4,766 4,764 N13 D-IS2-2 4,748 4,738 4,743 N78 A-IS3-1 4,748 4,773 4,761 N38 D-IS3-1 4,755 4,759 4,757 N79 A-IS3-2 4,762 4,763 4,763 N6 D-IS3-2 4,725 4,748 4,737 N83 A-IS4-1 4,758 4,761 4,760 N30 D-IS4-1 4,738 4,752 4,745 N80 A-IS4-2 4,754 4,752 4,753 N31 D-IS4-2 4,750 4,746 4,748 N76 A-IS5-1 4,763 4,768 4,766 N9 D-IS5-1 4,735 4,755 4,745 N81 A-IS5-2 4,750 4,766 4,758 N23 D-IS5-2 4,744 4,748 4,746 N82 A-IS6-1 4,759 4,769 4,764 N8 D-IS6-1 4,735 4,742 4,739 N72 A-IS6-2 4,754 4,767 4,761 N22 D-IS6-2 4,750 4,748 4,749 N73 A-IS7-1 4,750 4,768 4,759 N39 D-IS7-1 4,742 4,744 4,743 N70 A-IS7-2 4,745 4,770 4,758 N26 D-IS7-2 4,743 4,746 4,745 N74

Ba-IS1-1 4,757 4,762 4,760 N60 E-IS1-1 4,758 4,760 4,759 Ba-IS1-2 4,752 4,758 4,755 N53 E-IS1-2 4,746 4,778 4,762 Ba-IS2-1 4,769 4,753 4,761 N59 E-IS2-1 4,771 4,772 4,772 Ba-IS2-2 4,747 4,769 4,758 N55 E-IS2-2 4,765 4,767 4,766 Ba-IS3-1 4,762 4,765 4,764 N58 E-IS3-1 4,767 4,774 4,771 Ba-IS3-2 4,761 4,768 4,765 N54 E-IS3-2 4,753 4,778 4,766 Ba-IS4-1 4,755 4,762 4,759 N57 E-IS4-1 4,769 4,774 4,772 Ba-IS4-2 4,763 4,761 4,762 N52 E-IS4-2 4,771 4,777 4,774 Ba-IS5-1 4,755 4,751 4,753 N50 E-IS5-1 4,769 4,774 4,772 Ba-IS5-2 4,762 4,759 4,761 N56 E-IS5-2 4,772 4,779 4,776 Ba-IS6-1 4,750 4,752 4,751 N61 E-IS6-1 4,770 4,779 4,775 Ba-IS6-2 4,763 4,776 4,770 N51 E-IS6-2 4,767 4,776 4,772 E-IS7-1 4,772 4,777 4,775 Ca-IS1-1 4,746 4,765 4,756 N41 E-IS7-2 4,767 4,777 4,772 Ca-IS1-2 4,762 4,767 4,765 N40 Ca-IS2-1 4,766 4,769 4,768 N15 Fa-IS1-1 4,790 4,798 4,794 N16 Ca-IS2-2 4,756 4,758 4,757 N35 Fa-IS1-2 4,797 4,796 4,797 N1 Ca-IS3-1 4,758 4,769 4,764 N2 Fa-IS2-1 4,795 4,802 4,799 N28 Ca-IS3-2 4,764 4,766 4,765 N20 Fa-IS2-2 4,796 4,804 4,800 N36 Ca-IS4-1 4,755 4,752 4,754 N12 Fa-IS3-1 4,797 4,801 4,799 N37 Ca-IS4-2 4,763 4,765 4,764 N7 Fa-IS3-2 4,795 4,807 4,801 N21 Ca-IS5-1 4,760 4,770 4,765 N18 Fa-IS4-1 4,799 4,806 4,803 N43 Ca-IS5-2 4,757 4,763 4,760 N34 Fa-IS4-2 4,796 4,802 4,799 N24 Ca-IS6-1 4,760 4,767 4,764 N14 Fa-IS5-1 4,791 4,805 4,798 N5 Ca-IS6-2 4,756 4,759 4,758 N27 Fa-IS5-2 4,790 4,807 4,799 N10 Ca-IS7-1 4,762 4,765 4,764 N17 Fa-IS6-1 4,794 4,798 4,796 N29 Ca-IS7-2 4,766 4,775 4,771 N19 Fa-IS6-2 4,792 4,801 4,797 N11 Ca-IS8-1 4,754 4,760 4,757 N42 Fa-IS7-1 4,796 4,805 4,801 N44 Ca-IS8-2 4,759 4,764 4,762 N32 Fa-IS7-2 4,797 4,799 4,798 N3

8 Anhang


95

Blech 0° 90° dm Niet Blech 0° 90° dm Niet Ga-S1-1 N113 Gb-S1-1 6,320 6,323 6,322 N107 Ga-S1-2 N114 Gb-S1-2 6,319 6,321 6,320 N108 Ga-S2-1 N115 Gb-S2-1 6,322 6,320 6,321 N112 Ga-S2-2 N116 Gb-S2-2 6,321 6,331 6,326 N110 Ga-S3-1 N117 Gb-S3-1 6,322 6,318 6,320 N105 Ga-S3-2 N118 Gb-S3-2 6,320 6,322 6,321 N103 Ga-S4-1 N119 Gb-S4-1 6,321 6,219 6,320 N106 Ga-S4-2 N120 Gb-S4-2 6,321 6,330 6,326 N104 Ga-S5-1 N121 Gb-S5-1 6,321 6,319 6,320 N109 Ga-S5-2 N122 Gb-S5-2 6,329 6,329 6,329 N102 Ga-S6-1 N123 Gb-S6-1 6,321 6,322 6,322 N111 Ga-S6-2 N124 Gb-S6-2 6,320 6,322 6,321 N100 Ga-S7-2 N125 Ga-S7-2 N126

Fa-K1-1 4,799 4,800

4,800 N65 Ca-K1-1 4,795 4,796

4,798 N89 Fa-K1-2 4,798 4,801 Ca-K1-2 4,798 4,800 Fa-K2-1 4,796 4,798

4,798 N88 Ca-K2-1 4,801 4,802

4,800 N69 Fa-K2-2 4,797 4,799 Ca-K2-2 4,798 4,799 Fa-K3-1 4,797 4,801

4,798 N49 Ca-K3-1 4,796 4,798

4,798 N66 Fa-K3-2 4,799 4,796 Ca-K3-2 4,799 4,800 Fa-K4-1 4,798 4,800

4,800 N87 Ca-K4-1 4,794 4,795

4,796 N68 Fa-K4-2 4,799 4,801 Ca-K4-2 4,798 4,797 Fa-K5-1 4,795 4,799

4,796 N86 Ca-K5-1 4,802 4,799

4,800 N47 Fa-K5-2 4,795 4,796 Ca-K5-2 4,800 4,800 Fa-K6-1 4,798 4,801

4,800 N63 Ca-K6-1 4,801 4,802

4,801 N85 Fa-K6-2 4,800 4,800 Ca-K6-2 4,802 4,800

A-K1-1 4,760 4,758

4,761 N45

A-K1-2 4,763 4,764 A-K2-1 4,771 4,769

4,767 N46

A-K2-2 4,763 4,765 A-K3-1 4,756 4,760

4,761 N67

A-K3-2 4,765 4,764 A-K4-1 4,775 4,773

4,771 N62

A-K4-2 4,769 4,768 A-K5-1 4,755 4,756

4,758 N48

A-K5-2 4,760 4,762 A-K6-1 4,779 4,780

4,780 N64

A-K6-2 4,778 4,781

8 Anhang


96

Anlage V: Messungen der Niete [in mm]

NIET 0° 90° Dm NIET 0° 90° Dm

N1 4,804 4,801

4,801 N24 4,801 4,806

4,804 4,797 4,802 4,802 4,807

N2 4,797 4,799

4,798 N25 4,788 4,787

4,789 4,797 4,799 4,791 4,791

N3 4,802 4,802

4,802 N26 4,791 4,799

4,794 4,802 4,802 4,792 4,795

N4 4,799 4,795

4,797 N27 4,790 4,795

4,793 4,799 4,795 4,790 4,795

N5 4,802 4,803

4,803 N28 4,801 4,803

4,803 4,802 4,803 4,803 4,804

N6 4,796 4,794

4,796 N29 4,797 4,799

4,799 4,798 4,796 4,801 4,799

N7 4,795 4,799

4,798 N30 4,797 4,794

4,796 4,798 4,799 4,797 4,794

N8 4,795 4,796

4,797 N31 4,788 4,793

4,791 4,798 4,797 4,790 4,793

N9 4,791 4,813

4,799 N32 4,800 4,838

4,820 4,791 4,801 4,800 4,840

N10 4,801 4,808

4,805 N33 4,795 4,800

4,798 4,802 4,809 4,795 4,800

N11 4,799 4,803

4,801 N34 4,798 4,794

4,796 4,798 4,803 4,798 4,794

N12 4,794 4,792

4,793 N35 4,792 4,794

4,793 4,795 4,792 4,792 4,795

N13 4,797 4,793

4,796 N36 4,804 4,807

4,806 4,797 4,795 4,805 4,809

N14 4,796 4,799

4,798 N37 4,802 4,801

4,804 4,797 4,798 4,805 4,806

N15 4,800 4,797

4,799 N38 4,794 4,794

4,796 4,800 4,797 4,800 4,796

N16 4,800 4,799

4,799 N39 4,800 4,797

4,795 4,800 4,798 4,802 4,780

N17 4,797 4,798

4,798 N40 4,792 4,802

4,798 4,799 4,797 4,794 4,805

N18 4,795 4,799

4,798 N41 4,789 4,792

4,793 4,798 4,800 4,795 4,796

N19 4,794 4,800

4,799 N42 4,859 4,799

4,836 4,794 4,808 4,885 4,799

N20 4,796 4,797

4,798 N43 4,806 4,808

4,806 4,800 4,800 4,804 4,805

N21 4,804 4,811

4,808 N44 4,796 4,804

4,800 4,806 4,811 4,797 4,801

N22 4,794 4,797

4,796 N45 4,810 4,813

4,810 4,796 4,797 4,808 4,810

N23 4,794 4,794

4,794 N46 4,802 4,806

4,805 4,795 4,794 4,804 4,807

8 Anhang


97

N47 4,804 4,801

4,800 N71 4,799 4,801

4,801 4,806 4,799 4,801 4,802

N48 4,805 4,800

4,800 N72 4,792 4,799

4,794 4,799 4,795 4,794 4,792

N49 4,807 4,805

4,801 N73 4,799 4,800

4,800 4,810 4,800 4,802 4,798

N50 4,798 4,803

4,799 N74 4,800 4,799

4,798 4,799 4,795 4,798 4,795

N51 4,826 4,808

4,817 N75 4,790 4,796

4,794 4,822 4,811 4,800 4,789

N52 4,798 4,806

4,805 N76 4,796 4,804

4,800 4,803 4,813 4,798 4,801

N53 4,796 4,801

4,801 N77 4,791 4,795

4,793 4,808 4,799 4,794 4,792

N54 4,806 4,806

4,807 N78 4,795 4,796

4,795 4,808 4,807 4,794 4,795

N55 4,804 4,801

4,803 N79 4,808 4,807

4,809 4,808 4,800 4,809 4,810

N56 4,803 4,804

4,805 N80 4,791 4,798

4,795 4,806 4,805 4,796 4,795

N57 4,801 4,803

4,802 N81 4,796 4,796

4,797 4,802 4,802 4,798 4,797

N58 4,807 4,808

4,810 N83 4,792 4,793

4,793 4,809 4,814 4,793 4,793

N59 4,805 4,803

4,804 N84 4,796 4,800

4,799 4,806 4,800 4,802 4,797

N60 4,802 4,804

4,804 N85 4,809 4,806

4,809 4,806 4,805 4,813 4,809

N61 4,801 4,802

4,798 N86 4,797 4,799

4,798 4,795 4,793 4,797 4,799

N62 4,805 4,802

4,805 N87 4,794 4,800

4,799 4,808 4,805 4,794 4,808

N63 4,794 4,798

4,797 N88 4,806 4,808

4,806 4,796 4,799 4,804 4,805

N64 4,793 4,803

4,799 N89 4,802 4,803

4,803 4,800 4,801 4,802 4,803

N65 4,805 4,804

4,805

4,804 4,805

N66 4,806 4,804

4,804 N100 6,321 6,321

6,321 4,807 4,799 6,322 6,319

N67 4,799 4,798

4,798 N101 6,328 6,319

6,324 4,794 4,800 6,323 6,325

N68 4,802 4,808

4,806 N102 6,330 6,329

6,327 4,806 4,806 6,325 6,325

N69 4,802 4,806

4,807 N103 6,320 6,320

6,321 4,810 4,809 6,321 6,323

N70 4,795 4,796

4,795 N104 6,326 6,329

6,330 4,794 4,795 6,335 6,330

8 Anhang


98

N105 6,330 6,328

6,327 N113

6,325 6,326 N114

N106 6,325 6,326

6,323 N115

6,321 6,321 N116

N107 6,322 6,321

6,323 N117

6,326 6,321 N118

N108 6,322 6,320

6,322 N119

6,324 6,320 N120

N109 6,325 6,321

6,325 N121

6,326 6,326 N122

N110 6,327 6,328

6,326 N123

6,323 6,326 N124

N111 6,316 6,318

6,319 N125

6,323 6,317 N126

N112 6,317 6,324

6,320

6,316 6,321

8 Anhang


99

Anlage VI: Messungen der Passung und des Nietkopfüberstandes [in mm]

Blech 0° 90° Dm Niet Dm Passung Überstd.Innen Überstd.Außen A-IS1-1 4,760 4,770 4,765 N33 4,798 -0,033 0,090 0,13-0,14

A-IS1-2 4,735 4,743 4,739 N25 4,789 -0,050 0,075 0,11-0,13

A-IS2-1 4,759 4,765 4,762 N4 4,797 -0,035 0,090 0,11-0,12

A-IS2-2 4,761 4,766 4,764 N13 4,796 -0,032 0,070 0,10-0,12

A-IS3-1 4,748 4,773 4,761 N38 4,796 -0,035 0,065 0,10-0,14

A-IS3-2 4,762 4,763 4,763 N6 4,796 -0,034 0,115 0,14-0,15

A-IS4-1 4,758 4,761 4,760 N30 4,796 -0,037 0,120 0,13-0,14

A-IS4-2 4,754 4,752 4,753 N31 4,791 -0,038 0,105 0,12-0,14

A-IS5-1 4,763 4,768 4,766 N9 4,799 -0,034 0,050 0,08-0,10

A-IS5-2 4,750 4,766 4,758 N23 4,794 -0,036 0,075 0,11-0,13

A-IS6-1 4,759 4,769 4,764 N8 4,797 -0,033 0,040 0,08-0,09

A-IS6-2 4,754 4,767 4,761 N22 4,796 -0,035 0,090 0,11-0,13

A-IS7-1 4,750 4,768 4,759 N39 4,795 -0,036 0,080 0,11-0,13

A-IS7-2 4,745 4,770 4,758 N26 4,794 -0,036 0,050 0,08-0,09

Mittelwert: 4,760 -0,036

Ba-IS1-1 4,757 4,762 4,760 N60 4,804 -0,045 0,080 0,08-0,09

Ba-IS1-2 4,752 4,758 4,755 N53 4,801 -0,046 0,045 0,04-0,06

Ba-IS2-1 4,769 4,753 4,761 N59 4,804 -0,043 0,080 0,07-0,09

Ba-IS2-2 4,747 4,769 4,758 N55 4,803 -0,045 0,050 0,05-0,06

Ba-IS3-1 4,762 4,765 4,764 N58 4,810 -0,047 0,060 0,06-0,09

Ba-IS3-2 4,761 4,768 4,765 N54 4,807 -0,043 0,060 0,06-0,08

Ba-IS4-1 4,755 4,762 4,759 N57 4,802 -0,043 0,060 0,05-0,07

Ba-IS4-2 4,763 4,761 4,762 N52 4,805 -0,043 0,080 0,06-0,10

Ba-IS5-1 4,755 4,751 4,753 N50 4,799 -0,046 0,040 0,04-0,05

Ba-IS5-2 4,762 4,759 4,761 N56 4,805 -0,044 0,050 0,05-0,08

Ba-IS6-1 4,750 4,752 4,751 N61 4,798 -0,047 0,050 0,04-0,07

Ba-IS6-2 4,763 4,776 4,770 N51 4,817 -0,048 0,060 0,05-0,09

Mittelwert: 4,760 -0,045 Ca-IS1-1 4,746 4,765 4,756 N41 4,793 -0,038 0,075 0,10-0,11 Ca-IS1-2 4,762 4,767 4,765 N40 4,798 -0,034 -0,010 0,04-0,05 Ca-IS2-1 4,766 4,769 4,768 N15 4,799 -0,031 0,075 0,11-0,12 Ca-IS2-2 4,756 4,758 4,757 N35 4,793 -0,036 0,060 0,08-0,10 Ca-IS3-1 4,758 4,769 4,764 N2 4,798 -0,034 0,050 0,09-0,10 Ca-IS3-2 4,764 4,766 4,765 N20 4,798 -0,033 0,065 0,09-0,11 Ca-IS4-1 4,755 4,752 4,754 N12 4,793 -0,040 0,025 0,05-0,08 Ca-IS4-2 4,763 4,765 4,764 N7 4,798 -0,034 0,070 0,10-0,11 Ca-IS5-1 4,760 4,770 4,765 N18 4,798 -0,033 0,080 0,10-0,11 Ca-IS5-2 4,757 4,763 4,760 N34 4,796 -0,036 0,055 0,085-0,095 Ca-IS6-1 4,760 4,767 4,764 N14 4,798 -0,034 0,070 0,10-0,11 Ca-IS6-2 4,756 4,759 4,758 N27 4,793 -0,035 0,065 0,09-0,10 Ca-IS7-1 4,762 4,765 4,764 N17 4,798 -0,035 0,060 0,09-0,11 Ca-IS7-2 4,766 4,775 4,771 N19 4,799 -0,029 0,060 0,08-0,11


8 Anhang


100

Blech 0° 90° dm Niet dm Passung Überstd.Innen Überstd.Außen

D-IS1-1 4,745 4,733 4,739 N77 4,793 -0,054 0,065 0,05-0,09 D-IS1-2 4,750 4,754 4,752 N71 4,801 -0,049 0,050 0,05-0,06 D-IS2-1 4,744 4,734 4,739 N75 4,794 -0,055 0,070 0,07-0,10 D-IS2-2 4,748 4,738 4,743 N78 4,795 -0,052 0,070 0,06-0,10 D-IS3-1 4,755 4,759 4,757 N79 4,809 -0,052 0,080 0,09-0,11 D-IS3-2 4,725 4,748 4,737 N83 4,799 -0,063 0,050 0,06-0,10 D-IS4-1 4,738 4,752 4,745 N80 4,795 -0,050 0,075 0,07-0,11 D-IS4-2 4,750 4,746 4,748 N76 4,800 -0,052 0,060 0,05-0,08 D-IS5-1 4,735 4,755 4,745 N81 4,797 -0,052 0,080 0,07-0,11 D-IS5-2 4,744 4,748 4,746 N82 4,793 -0,047 0,020 0,01-0,06

D-IS6-1 4,735 4,742 4,739 N72 4,794 -0,055 0,060 0,06-0,07 D-IS6-2 4,750 4,748 4,749 N73 4,800 -0,051 0,040 0,02-0,07 D-IS7-1 4,742 4,744 4,743 N70 4,795 -0,052 0,040 0,05-0,06 D-IS7-2 4,743 4,746 4,745 N74 4,798 -0,053 0,050 0,04-0,06

Mittelwert: 4,745 -0,053 Fa-IS1-1 4,790 4,798 4,794 N16 4,799 -0,005 0,050 0,08-0,10 Fa-IS1-2 4,797 4,796 4,797 N1 4,801 -0,005 0,045 0,07-0,09 Fa-IS2-1 4,795 4,802 4,799 N28 4,803 -0,005 0,025 0,04-0,06 Fa-IS2-2 4,796 4,804 4,800 N36 4,806 -0,006 0,060 0,09-0,13 Fa-IS3-1 4,797 4,801 4,799 N37 4,804 -0,005 0,040 0,07-0,09 Fa-IS3-2 4,795 4,807 4,801 N21 4,808 -0,007 0,035 0,06-0,10 Fa-IS4-1 4,799 4,806 4,803 N43 4,806 -0,003 0,025 0,06-0,09 Fa-IS4-2 4,796 4,802 4,799 N24 4,804 -0,005 0,060 0,10 Fa-IS5-1 4,791 4,805 4,798 N5 4,803 -0,005 0,070 0,09-0,10

Fa-IS5-2 4,790 4,807 4,799 N10 4,805 -0,006 0,060 0,10 Fa-IS6-1 4,794 4,798 4,796 N29 4,799 -0,003 0,025 - Fa-IS6-2 4,792 4,801 4,797 N11 4,801 -0,005 0,040 0,06-0,08 Fa-IS7-1 4,796 4,805 4,801 N44 4,800 0,000 0,030 0,06-0,07 Fa-IS7-2 4,797 4,799 4,798 N3 4,802 -0,004 0,050 0,08-0,14

Mittelwert: 4,798 -0,005 Ga-S1-1 N113 0,09 0,09-0,11 Ga-S1-2 N114 0,12 0,14-0,15 Ga-S2-1 N115 0,08 0,08-0,11 Ga-S2-2 N116 0,13 0,15 Ga-S3-1 N117 0,09 0,08-0,10 Ga-S3-2 N118 0,08 0,05-0,12 Ga-S4-1 N119 0,09 0,08-0,10 Ga-S4-2 N120 0,10 0,09-0,12 Ga-S5-1 N121 0,09 0,08-1,10 Ga-S5-2 N122 0,05 0,06-0,08 Ga-S6-1 N123 Ga-S6-2 N124 0,09 0,09-0,12 Ga-S7-1 N125 Ga-S7-2 N126 0,08 0,08-0,10

Mittelwert:

8 Anhang


101

Gb-S1-1 6,320 6,323 6,322 N107 6,324 -0,002 0,015 0,02 Gb-S1-2 6,319 6,321 6,320 N108 6,322 -0,002 0,07 0,08-0,10 Gb-S2-1 6,322 6,320 6,321 N112 6,320 -0,001 0,10 0,10-0,12 Gb-S2-2 6,321 6,331 6,326 N110 6,326 0,000 0,13 0,13 Gb-S3-1 6,322 6,318 6,320 N105 6,327 -0,007 0,11 0,11-0,13 Gb-S3-2 6,320 6,322 6,321 N103 6,321 0,000 0,14 0,13-0,15 Gb-S4-1 6,321 6,219 6,320 N106 6,323 -0,001 0,14 0,14-0,16 Gb-S4-2 6,321 6,330 6,326 N104 6,330 -0,004 0,13 0,14-0,15 Gb-S5-1 6,321 6,319 6,320 N109 6,325 -0,005 0,14 0,14-0,15 Gb-S5-2 6,329 6,329 6,329 N102 6,323 +0,006 0,13 0,14-0,16 Gb-S6-1 6,321 6,322 6,322 N111 6,319 +0,003 0,15 0,15-0,16 Gb-S6-2 6,320 6,322 6,321 N100 6,321 0,000 0,14 0,13-0,16


Fa-K1-1 Fa-K1-2

4,799 4,800 4,800 N65 4,805 -0,005 0,13 0,15-0,17

4,798 4,801

Fa-K2-1 Fa-K2-2

4,796 4,798 4,798 N88 4,806 -0,008 0,12 0,05-0,15

4,797 4,799

Fa-K3-1 Fa-K3-2

4,797 4,801 4,798 N49 4,801 -0,003 0,15 0,15-0,18

4,799 4,796

Fa-K4-1 Fa-K4-2

4,798 4,800 4,800 N87 4,799 +0,001 0,10 0,09-0,15

4,799 4,801

Fa-K5-1 Fa-K5-2

4,795 4,799 4,796 N86 4,798 -0,002 0,14 0,12-0,15

4,795 4,796

Fa-K6-1 Fa-K6-2

4,798 4,801 4,800 N63 4,797 +0,003 0,09 0,09-0,13

4,800 4,800 Mittelwert: 4,799 -0,002

Ca-K1-1 Ca-K1-2

4,795 4,796 4,798 N89 4,803 -0,005 0,06 0,05-0,12

4,798 4,800

Ca-K2-1 Ca-K2-2

4,801 4,802 4,800 N69 4,807 -0,007 0,15 0,15-0,16

4,798 4,799

Ca-K3-1 Ca-K3-2

4,796 4,798 4,798 N66 4,804 -0,006 0,11 0,12-0,15

4,799 4,800

Ca-K4-1 Ca-K4-2

4,794 4,795 4,796 N68 4,806 -0,012 0,08 0,10-0,13

4,798 4,797

Ca-K5-1 Ca-K5-2

4,802 4,799 4,800 N47 4,800 0,000 0,15 0,15-0,20

4,800 4,800

Ca-K6-1 Ca-K6-2

4,801 4,802 4,801 N85 4,809 -0,008 0,14 0,15-0,16

4,802 4,800 Mittelwert: 4,799 -0,006

A-K1-1 A-K1-2

4,760 4,758 4,761 N45 4,810 -0,049 0,10 0,12

4,763 4,764

A-K2-1 A-K2-2

4,771 4,769 4,767 N46 4,805 -0,038 0,08 0,13-0,15

4,763 4,765

A-K3-1 A-K3-2

4,756 4,760 4,761 N67 4,798 -0,037 0,11 0,15

4,765 4,764

A-K4-1 A-K4-2

4,775 4,773 4,771 N62 4,805 -0,034 0,10 0,12-0,15

4,769 4,768

A-K5-1 A-K5-2

4,755 4,756 4,758 N48 4,800 -0,042 0,07 0,10

4,760 4,762

A-K6-1 A-K6-2

4,779 4,780 4,780 N64 4,799 -0,019 0,10 0,10-0,12

4,778 4,781 Mittelwert: 4,766 -0,037

8 Anhang


102

Anlage VII: Klasseneinteilung für Längenänderungs-Messeinrichtungen[6]

In der folgenden Tabelle sind die Grenzwerte für die relative Abweichung Anfangs-Gerätemesslänge, für die Auflösung und die Anzeigeabweichung angegeben. Die relative Anzeigeabweichung „q“ für eine Längenänderung „lt“ wird nach der folgenden Gleichung berechnet:

DIN EN 9513:2003

8 Anhang


103

Anlage VIII: Typische Kraft-Weg-Kurve eines Scherzugversuches [2a]

Das Entlasten der Probe zeichnet sich in dem Diagramm durch eine Schleife

aus. Hat man die Probe oberhalb der tatsächlichen Dehngrenze (B) der

Nietverbindung entlastet, bildet sich beim erneuten Belasten ein anderer Modul

als beim Entlasten. Um die tatsächliche Dehngrenze nun zu bestimmen, wird

die zweite entwickelte Steigung nun solange in Richtung Ursprung parallel

verschoben, bis der Abstand (Offset) auf der X-Achse 0,04 mal den

Nenndurchmesser des Bolzens beträgt. Dort wo die Prüfkurve nun geschnitten

wird, liegt die Dehngrenze der Nietverbindung, die auf der Y-Achse abzulesen

ist.

8 Anhang


104

Anlage IX: Maße der Bleche [in mm]

Blech Blechdicke Blech Blechdicke Blech Blechdicke Blech Blechdicke

A-IS1-1 2,51 D-IS1-1 5,19 Ga-S1-1 3,28 Ca-K1-1 3,06

A-IS1-2 2,50 D-IS1-2 5,18 Ga-S1-2 3,27 Ca-K1-2 3,06

A-IS2-1 2,50 D-IS2-1 5,21 Ga-S2-1 3,27 Ca-K2-1 3,05

A-IS2-2 2,50 D-IS2-2 5,18 Ga-S2-2 3,28 Ca-K2-2 3,06

A-IS3-1 2,50 D-IS3-1 5,18 Ga-S3-1 3,28 Ca-K3-1 3,04

A-IS3-2 2,51 D-IS3-2 5,17 Ga-S3-2 3,27 Ca-K3-2 3,05

A-IS4-1 2,51 D-IS4-1 5,16 Ga-S4-1 3,26 Ca-K4-1 3,05

A-IS4-2 2,52 D-IS4-2 5,17 Ga-S4-2 3,26 Ca-K4-2 3,05

A-IS5-1 2,50 D-IS5-1 5,16 Ga-S5-1 3,27 Ca-K5-1 3,05

A-IS5-2 2,51 D-IS5-2 5,19 Ga-S5-2 3,27 Ca-K5-2 3,07

A-IS6-1 2,51 D-IS6-1 5,17 Ga-S6-1 3,28 Ca-K6-1 3,05

A-IS6-2 2,49 D-IS6-2 5,17 Ga-S6-2 3,27 Ca-K6-2 3,05

A-IS7-1 2,51 D-IS7-1 5,21 A-IS7-2 2,50 D-IS7-2 5,19

B-IS1-1 3,30 E-IS1-1 2,49 Gb-S1-1 3,33 A-K1-1 2,48

B-IS1-2 3,30 E-IS1-2 2,47 Gb-S1-2 3,26 A-K1-2 2,48

B-IS2-1 3,29 E-IS2-1 2,49 Gb-S2-1 3,28 A-K2-1 2,48

B-IS2-2 3,29 E-IS2-2 2,51 Gb-S2-2 3,27 A-K2-2 2,50

B-IS3-1 3,29 E-IS3-1 2,50 Gb-S3-1 3,28 A-K3-1 2,48

B-IS3-2 3,29 E-IS3-2 2,50 Gb-S3-2 3,29 A-K3-2 2,48

B-IS4-1 3,28 E-IS4-1 2,50 Gb-S4-1 2,32 A-K4-1 2,49

B-IS4-2 3,30 E-IS4-2 2,50 Gb-S4-2 3,27 A-K4-2 2,48

B-IS5-1 3,29 E-IS5-1 2,49 Gb-S5-1 3,27 A-K5-1 2,50

B-IS5-2 3,29 E-IS5-2 2,51 Gb-S5-2 3,28 A-K5-2 2,49

B-IS6-1 3,29 E-IS6-1 2,51 Gb-S6-1 3,29 A-K6-1 2,49 B-IS6-2 3,30 E-IS6-2 2,50 Gb-S6-2 3,29 A-K6-2 2,49

E-IS7-1 2,51 Ca-IS1-1 3,10 E-IS7-2 2,52

Ca-IS1-2 3,09 Ca-IS2-1 3,09 Fa-IS1-1 2,51 Fa-K1-1 2,50 E-K1-1

Ca-IS2-2 3,09 Fa-IS1-2 2,50 Fa-K1-2 2,50 E-K1-2

Ca-IS3-1 3,09 Fa-IS2-1 2,50 Fa-K2-1 2,52 E-K2-1

Ca-IS3-2 3,10 Fa-IS2-2 2,50 Fa-K2-2 2,48 E-K2-2

Ca-IS4-1 3,09 Fa-IS3-1 2,50 Fa-K3-1 2,48 E-K3-1

Ca-IS4-2 3,10 Fa-IS3-2 2,50 Fa-K3-2 2,50 E-K3-2

Ca-IS5-1 3,10 Fa-IS4-1 2,50 Fa-K4-1 2,50 E-K4-1

Ca-iS5-2 3,10 Fa-IS4-2 2,50 Fa-K4-2 2,49 E-K4-2

Ca-IS6-1 3,09 Fa-IS5-1 2,50 Fa-K5-1 2,48 E-K5-1

Ca-IS6-2 3,09 Fa-IS5-2 2,49 Fa-K5-2 2,50 E-K5-2

Ca-IS7-1 3,09 Fa-IS6-1 2,50 Fa-K6-1 2,49 E-K6-1

Ca-IS7-2 3,09 Fa-IS6-2 2,50 Fa-K6-2 2,48 E-K6-2

Ca-IS8-1 3,10 Fa-IS7-1 2,52

8 Anhang


105

Anlage X: Installationsergebnisse

Anmerkung: Die folgenden Kraft-Weg-Verläufe berücksichtigen nicht die Korrektur der elastischen Werkzeugteile, der für einen Vergleich mit der Simulation notwendig ist (vgl. 5.6.3)!

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

A-I1-1A-I1-2A-I2-1A-I2-2A-I3-1A-I3-2A-I4-1A-I4-2A-I5-1A-I5-2A-I6-1A-I6-2A-I7-1A-I7-2

X-1: Kraft-Weg-Verlauf während der Installation für Al-LB-A-Verbindungen [Referenz-Verbindung]

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Ba-I1-1Ba-I1-2Ba-I2-1Ba-I2-2Ba-I3-1Ba-I3-2Ba-I4-1

X-2: Kraft-Weg-Verlauf während der Installation für Al-LB-Ba-Verbindungen [Klemmlänge = 6,6 mm]

8 Anhang


106

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

Ca-I1-1Ca-I1-2Ca-I2-1Ca-I2-2Ca-I3-1Ca-I3-2Ca-I4-1Ca-I4-2Ca-I5-1Ca-I5-2Ca-I6-1Ca-I6-2Ca-I7-1Ca-I7-2

X-3: Kraft-Weg-Verlauf während der Installation für Al-LB-Ca-Verbindungen [maximaler Klemmlängenbereich]

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0

Weg in mm

Kra

ft in

N

D-I1-1D-I1-2D-I2-1D-I2-2D-I3-1D-I3-2D-I4-1D-I4-2

X-4: Kraft-Weg-Verlauf während der Installation für Al-LB-D-Verbindungen [Klemmlänge = 10,4 mm]

8 Anhang


107

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 9,0Weg in mm

Kra

ft in

N

Fa-I1-1Fa-I1-2Fa-I2-1Fa-I2-2Fa-I3-1Fa-I3-2Fa-I4-1Fa-I4-2Fa-I5-1Fa-I5-2Fa-I6-1Fa-I6-2Fa-I7-1Fa-I7-2

X-5: Kraft-Weg-Verlauf während der Installation für Al-LB-Fa-Verbindungen [Übergangspassung]

8 Anhang


108

Anlage XI: Scherzugergebnisse

0

5000

10000

15000

20000

25000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0

Weg in mm

Kra

ft i

n N

Ca-S2

Ca-S3

Ca-S4

Ca-S5

Ca-S6

Ca-S1

Ca-S8

XI-1: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ca [maximaler Klemmlängenbereich]

XI-2: Collar-Versagen nach Scherzug für Probe Al-LB Ca-6-1/Ca-6-2

8 Anhang


109

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0

Weg in mm

Kra

ft i

n N

D-S1

D-S2

D-S3

D-S4

D-S5

D-S6

XI-3: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-D [Klemmlänge = 10,4 mm]

XI-4: Collar-Versagen nach Scherzug für Probe Al-LB D-1-1/D-1-2

8 Anhang


110

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0

Weg in mm

Kra

ft i

n N Ga-S1

Ga-S2

Ga-S3

Ga-S4

Ga-S5

XI-5: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Ga [Bolzendurchmesser = 5,5 mm, Klemmlänge = 6,4 mm]

XI-6: Blechabscherung nach Scherzug für Probe Al-LB Ga-3-1/Ga-3-2

8 Anhang


111

0

5000

10000

15000

20000

25000

30000

35000

40000

0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0

Weg in mm

Kra

ft in

N Gb-S1

Gb-S2

Gb-S3

Gb-S4

Gb-S5

Gb-S6

XI-7: Kraft-Weg-Verlauf für Variante Al-LB-Gb [Bolzendurchmesser = 6,3 mm, Klemmlänge = 6,4 mm]

XI-8: Collar-Versagen nach Scherzug für Probe Al-LB Gb-3-1/Gb-3-2

8 Anhang


112

Anlage XII: Protokoll der Schliffbildanfertigung vom 06.11.2008

Werkstoffprüfung TBBQ 31

Auftraggeber: Hr. Remmers

Auftrag: Erstellen von Übersichtsaufnahmen der Nietverbindungen und verschiedene Abmessungen des Collars ermitteln.

Probenmaterial: Titan-Niet Al-Blech Al-Collar

Ergebnisse: Die ermittelten Abmessungen sind den einzelnen Bildern zu

entnehmen.

Platten-Bezeichnung Niet-Nr.: Schliff-Nr.: Bild-Nr.: Seite

A-7-2 / A-7-1 26 18955a

1-6 2-5 39 19855b

C-7-2 / C-7-1 19 18956a

7-12 6-9 17 18956b

D-7-2 / D-7-1 74 18957a

13-18 10-13 73 18957b

F-7-2 / F-7-1 3 18958a

19-24 14-17 44 18958b

Ga-6-2 / Ga-6-1 124 18959a 25-28 18-20 Ga-S7-2 / Ga-S7-1 128 18959b 29-32 21-23

Bericht 2008-408 Schliff-Nr.: 18955-18959 Seite: 1 von 23

8 Anhang


113


Platte: A-7-2 / A-7-1

Vorderseite Bild 1

Rückseite Bild 2


8 Anhang


114


Übersichtsaufnahme Niet 26 Bild 3 Vergr.: 12,5X


8 Anhang


115




8 Anhang


116


Niet 26: Abmessungen Collar Bild 5 Vergr.: 12,5X



8 Anhang


117


Platte: C-7-2 / C-7-1

Vorderseite Bild 7

Rückseite Bild 8


8 Anhang


118




8 Anhang


119




8 Anhang


120





8 Anhang


121


Platte D-7-2 7 D-7-1

Vorderseite Bild 13

Rückseite Bild 14


8 Anhang


122




8 Anhang


123




8 Anhang


124





8 Anhang


125


Platte F-7-2 7 F-7-1

Vorderseite Bild 19

Rückseite Bild 20


8 Anhang


126




8 Anhang


127




8 Anhang


128





8 Anhang


129


Platte Ga-6-2 7 Ga-6-1

Vorderseite Bild 25

Rückseite Bild 26


8 Anhang


130




8 Anhang


131




8 Anhang


132


Platte Ga-7-2 7 / Ga-7-1

Vorderseite Bild 29

Rückseite Bild 30


8 Anhang


133




8 Anhang


134




8 Anhang


135

Anlage XIII: Gekürzte ABAQUS Eingabe Syntax mit Erläuterungen

*Heading Lockbolt 0548-3-4 min grip range ** Job name: ABS0548-3-4min Model name: Lockbolt explicit *Preprint, echo=NO, model=NO, history=NO, contact=NO ** PARTS **********Hier werden die Parts, also die Geometrien erstellt. **********Zunächst werden die einzelnen Knoten definiert, d.h. sie werden **********durchnummeriert und ihre entsprechenden Koordinaten angegeben. **********Als nächstes werden die Elemente festgesetzt, in dem der Elementtyp **********benannt wird. **********Außerdem werden die Elemente auch durchnummeriert (1-158) und die **********Positionen durch Zuweisung der Knoten festgelegt (z.B. [1, 9, 61, 38]). *Part, name=Blech1 *Node 1, 4.79659224, 0. ... 171, 8.83615875, 0.416667134 *Element, type=CAX4R 1, 69, 20, 21, 68 ... 143, 171, 45, 7, 46 *Surface, type=ELEMENT, name=Schliessringbolzen *Surface, type=ELEMENT, name=Blech2 **********Abschließend wird bei der Erstellung des Parts noch eine Section zugeteilt, **********der die Geometrieart (Solid) und das Material zugewiesen ist. ** Section: Blech_Schliessring-Section *Solid Section, elset=_PickedSet4, material="AA2024 T42" 1., *End Part *Part, name=Blech2 *Node 1, 4.43747282, 1.79999995 ... 225, 8.93874836, 0.357411653 *Element, type=CAX4R 1, 2, 16, 78, 15 ... 193, 225, 56, 7, 57

8 Anhang


136

*Surface, type=ELEMENT, name=Schliessring *Surface, type=ELEMENT, name=Blech1 *Surface, type=ELEMENT, name=Schliessringbolzen ** Section: Blech_Schliessring-Section *Solid Section, elset=_PickedSet5, material="AA2024 T42" 1., *End Part *Part, name=Klemmbacke *End Part ********Die Klemmbacke ist ein sogenannter "Rigid Body" und wird nicht vernetzt. ********Daher werden ihr keine Knoten, Elemente oder Oberflächen zugeordnet. ********Ihre Position wird später durch einen Referenzpunkt festgelegt. *Part, name=Schliessring *Node 1, 2.41950011, 2.5 ... 4870, 3.15912795, 0.218541384 *Element, type=CAX4R 1, 1, 15, 437, 194 ... 4703, 4870, 430, 431, 4486 *Surface, type=ELEMENT, name=Schliessringbolzen *Surface, type=ELEMENT, name=Zugkopfhuelse ** Section: Blech_Schliessring-Section *Solid Section, elset=_PickedSet5, material="AA2024 T42" 1., *End Part *Part, name=Schliessringbolzen *Node 1, 1.04178488, 0.395998269 ... 1884, 1.52142811, 16.8617268 *Element, type=CAX4R 1, 1, 2, 105, 106 ... 1700, 1857, 1868, 1884, 1883 *Surface, type=ELEMENT, name=Blech2

8 Anhang


137

*Surface, type=ELEMENT, name=Blech1 *Surface, type=ELEMENT, name=Klemmbacke *Surface, type=ELEMENT, name=Schliessring ** Section: Schliessringbolzen-Section *Solid Section, elset=_PickedSet1032, material="TiAl 6V4" 1., ** Section: Abriss-Section *Solid Section, elset=_PickedSet1033, material="TiAl 6V4Abriss" 1., **********Hier wurden dem Part zwei Sektionen zugewisen, da die **********Materialeingenschaften innerhalb des Parts unterschiedlich sind. *End Part *Part, name=Zugkopfhuelse **********wieder ein Rigid Body *End Part ** ASSEMBLY *Assembly, name=Assembly **********Alle zuvor erstellten Parts können in Form von Instances in den **********Zusammenbau eingefügt werden. Sie können in beliebiger Anzahl verwendet **********werden. Zum Positionieren müssen die Koordinaten eingefügt werden *Instance, name=Blech1-1, part=Blech1 -1.77635683940025e-15, 58.7406989042568, 0. *End Instance *Instance, name=Schliessringbolzen-1, part=Schliessringbolzen 2.22044604925031e-16, 40.9725409646347, 0. *End Instance *Instance, name=Blech2-1, part=Blech2 0., 56.2406989042568, 0. *End Instance *Instance, name=Schliessring-1, part=Schliessring 0., 50.5256989042568, 0. *End Instance *Instance, name=Klemmbacke-1, part=Klemmbacke 0., 45.972674365657, 0. *Node 1, 2.40070009, 0.324999988, 0. *Nset, nset=Klemmbacke-1-RefPt_, internal 1,

8 Anhang


138

*Nset, nset=_PickedSet3, internal 1, *Surface, type=SEGMENTS, name=Schliessringbolzen **********Da der Rigid Body keine Elemente oder Knoten hat, wird die Oberfläche über **********die Linien definiert, mit denen die Klemmbacke gezeichnet wurde **********(SEGMENTS). *Rigid Body, ref node=Klemmbacke-1-RefPt_, analytical surface=Schliessringbolzen *Element, type=MASS, elset=_PickedSet3_Inertia-1_ 1, 1 *Mass, elset=_PickedSet3_Inertia-1_ 0.0001, *End Instance *Instance, name=Zugkopfhuelse-1, part=Zugkopfhuelse *Node 1, 5.61265707, 48.5, 0. *Nset, nset=Zugkopfhuelse-1-RefPt_, internal 1, *Surface, type=SEGMENTS, name=Schliessring **********Wie bei der Klemmbacke *Rigid Body, ref node=Zugkopfhuelse-1-RefPt_, analytical surface=Schliessring *End Instance *End Assembly *Amplitude, name="Kraft Klemmbacke", definition=SMOOTH STEP 0., 0., 0.1, 1. *Amplitude, name="Weg Klemmbacke", definition=SMOOTH STEP 0., 0., 0.1, 1. ** MATERIALS **********Hier sind die erforderlichen Materialkennwerte angegeben *Material, name="AA2024 T42" **********Aluminium-Legierung *Density 2.7e-09, **********Dichte=0,0000000027kg/mm³ *Elastic 70000., 0.34 **********E-Modul= 70000N/mm²; Querkontraktionszahl=0,34 *Plastic 377.6, 0. 383., 0.003 434., 0.03 479.3, 0.06 502., 0.08

8 Anhang


139

524.4, 0.106 574.4, 2.106 **********Erste Angabe: Spannung in N/mm²; zweite Angabe: Plastischer Anteil an der **********Dehnung; *Material, name="TiAl 6V4" **********Titan-Legierung *Density 4.43e-09, ********Dichte=0,00000000443kg/mm³ *Elastic 112000., 0.3 ********E-Modul= 112000N/mm²; Querkontraktionszahl=0,3 *Plastic 1325., 0. 1370., 0.05 1387., 0.1 1420., 0.2 1445., 0.3 1463., 0.4 1470., 0.5 1487., 0.6 1495., 0.7 1500., 0.8 *Material, name="TiAl 6V4Abriss" **********Titan-Legierung mit Versagenskriterium für die Abriss-Sektion *Damage Initiation, criterion=DUCTILE 0.2,0.,0. **********Plastische Versagensdehnung plε = 0,2

*Damage Evolution, type=DISPLACEMENT 0.0005, **********Differenz zwischen der plastischen Dehnung nach dem Versagen, bzw. nach **********Spannungsabnahme und der kritischen plastischen Dehnung = 0,0005 *Density 4.43e-09, *Elastic 112000., 0.3 *Plastic 1325., 0. 1370., 0.05 1387., 0.1 1420., 0.2 1445., 0.3 1463., 0.4 1470., 0.5 1487., 0.6 1495., 0.7 1500., 0.8

8 Anhang


140

** INTERACTION PROPERTIES **********Angabe der Anfangs-Kontaktbedingungen, (Reibung) *Surface Interaction, name="Fric0,05" *Friction 0.05, *Surface Behavior, pressure-overclosure=HARD **********”Harter Kontakt”: Druck wird erst bei Kontakt der Fläche aufgebracht. **********Durchdringung der Flächen sind dann nicht erlaubt. *Surface Interaction, name="Fric0,1" *Friction 0.1, *Surface Behavior, pressure-overclosure=HARD *Surface Interaction, name="Fric0,2" *Friction 0.2, *Surface Behavior, pressure-overclosure=HARD ** BOUNDARY CONDITIONS ** Name: Rand BC Type: Displacement/Rotation *Boundary Bleche-Rand, 1, 1 Bleche-Rand, 6, 6 ** Name: Symmetrie BC Type: Symmetry/Antisymmetry/Encastre *Boundary Schliessrinbolzen-Symmetrie, XSYMM ** ---------------------------------------------------------------- **********Nach Angabe der Anfangsbedingungen, werden nun für jeden einzelnen Step **********die jeweiligen Randbedingungen angegeben. ** STEP: Klemmen *Step, name=Klemmen Schliessringbolzen wird mit Klemmbacke geklemmt *Dynamic, Explicit , 0.1 ********** Dynamische Explizite Rechnung mit einer Stepzeit von 0,1s *Bulk Viscosity 0.06, 1.2 ** Mass Scaling: Semi-Automatic ** Whole Model *Variable Mass Scaling, dt=1e-07, type=below min, frequency=1

8 Anhang


141

** BOUNDARY CONDITIONS ** Name: Klemmbacke BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, amplitude="Weg Klemmbacke" _PickedSet100, 1, 1, -0.012 _PickedSet100, 2, 2 _PickedSet100, 6, 6 ** Name: Zugkopfhuelse BC Type: Displacement/Rotation *Boundary _PickedSet108, 1, 1 _PickedSet108, 2, 2 _PickedSet108, 6, 6 *End Step ** ---------------------------------------------------------------- ** STEP: Einziehen *Step, name=Einziehen Lockbolt wird in Blech eingezogen (Presspassung) *Dynamic, Explicit , 0.1 *Bulk Viscosity 0.06, 1.2 ** BOUNDARY CONDITIONS ** Name: Klemmbacke BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, amplitude="Weg Klemmbacke" _PickedSet100, 1, 1 _PickedSet100, 2, 2, -5. ** Name: Rand BC Type: Displacement/Rotation *Boundary Bleche-Rand, 2, 2 *End Step ** ---------------------------------------------------------------- ** STEP: Umformen *Step, name=Umformen Umformvorgang durch Krafteinleitung an der Klemmbacke *Dynamic, Explicit , 0.1 *Bulk Viscosity 0.06, 1.2

8 Anhang


142

** BOUNDARY CONDITIONS ** Name: Klemmbacke BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, op=NEW, amplitude="Weg Klemmbacke" _PickedSet100, 1, 1 _PickedSet100, 2, 2, -9.5 _PickedSet100, 6, 6 ** Name: Rand BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, op=NEW Bleche-Rand, 1, 1 Bleche-Rand, 6, 6 *Adaptive Mesh, elset=Schliessring-1.Schließring, frequency=3, op=NEW **********Adaptive Mesh“: Nach jedem dritten Berechnungsschritt wird das Netz des **********Schließrings an die Geometrie neu angepasst. Durch die große Verformung, **********würden die Elemente sonst zu stark verzerrt und die Berechnun abgebrochen **********werden *End Step ** ---------------------------------------------------------------- ** STEP: Entlasten *Step, name=Entlasten Zugkopfhuelse in X-Richtung wegfahren *Dynamic, Explicit , 0.1 *Bulk Viscosity 0.06, 1.2 ** BOUNDARY CONDITIONS ** Name: Klemmbacke BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, amplitude="Weg Klemmbacke" _PickedSet100, 2, 2 ** Name: Rand BC Type: Displacement/Rotation *Boundary Bleche-Rand, 1, 1 Bleche-Rand, 2, 2 ** Name: Zugkopfhuelse BC Type: Displacement/Rotation *Boundary, amplitude="Weg Klemmbacke" _PickedSet108, 1, 1 _PickedSet108, 2, 2, -6. _PickedSet108, 6, 6 *Adaptive Mesh, op=NEW *End Step

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Bachelor -Thesis - edoc.sub.uni-hamburg.deedoc.sub.uni-hamburg.de/haw//volltexte/2010/1013/pdf/Bachelor_Thesis.pdf · Das Praktikum im Werk Bremen hat mir nicht nur sehr viel Spaß